付瑋琪，趙子賢，于璟，魏偉，王志遠(yuǎn)，黃炳香

（1 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)煤炭資源與安全開采國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116；2 中國(guó)石油集團(tuán)工程技術(shù)研究院有限公司，北京 102206；3 中國(guó)石油集團(tuán)勘探開發(fā)研究院（廊坊分院），河北 廊坊 065099；4 中國(guó)石油大學(xué)（華東）石油工程學(xué)院，山東 青島 266580）

可燃冰鉆采井筒具有低溫和高壓的特點(diǎn)[1]，同時(shí)，在可燃冰鉆采過程中井筒內(nèi)均會(huì)出現(xiàn)氣液兩相流動(dòng)的情況，如鉆井氣侵、壓井管線（節(jié)流管線）、可燃冰開采排水管線等[1-3]，其中，多數(shù)情況為泡狀流，當(dāng)氣體流量過大時(shí)，則會(huì)出現(xiàn)環(huán)霧流和攪拌流。低溫高壓的環(huán)境下，可燃冰鉆采井筒內(nèi)的碳?xì)錃怏w（甲烷、乙烷等）和酸性氣體（二氧化碳、硫化氫等）極易與水發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，生成類冰狀的氣體水合物，引發(fā)井筒壓力控制困難、水合物流動(dòng)保障風(fēng)險(xiǎn)高、鉆井液流變性調(diào)控難等技術(shù)問題，嚴(yán)重時(shí)造成井噴、生產(chǎn)管線堵塞等安全問題[4-6]。

鉆采井筒內(nèi)的水合物生成機(jī)理是準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和解決上述問題的基礎(chǔ)，現(xiàn)有針對(duì)水合物生成機(jī)理的研究主要聚焦于攪拌釜內(nèi)氣-液兩相環(huán)境[7-10]。目前，前人開展靜止反應(yīng)釜、攪拌反應(yīng)釜或鼓泡塔中的水合物生成實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)水合物生成速率主要取決于水合物生成驅(qū)動(dòng)力和氣液間交接面積[7-8]。水合物生成過程是一種傳熱和傳質(zhì)過程，基于不同的水合物生成驅(qū)動(dòng)力，學(xué)者們先后建立并改良了氣-水兩相體系中水合物生成本征動(dòng)力學(xué)模型、傳熱受限模型和傳質(zhì)受限模型[7-8]。

可燃冰鉆采井筒生產(chǎn)管線內(nèi)為多相流動(dòng)環(huán)境，具有氣液相間界面分布復(fù)雜和傳熱傳質(zhì)效率高的特點(diǎn)，水合物生成規(guī)律更加復(fù)雜，與其在攪拌釜內(nèi)的生成規(guī)律有很大不同[4]。針對(duì)多相流動(dòng)條件下的水合物生成機(jī)理，最初的研究主要集中于深水混輸管道油包水流動(dòng)體系[11-14]，學(xué)者們認(rèn)為該體系內(nèi)的水合物生成來源于液滴表面水合物殼生成，水合物殼的生成主要是由氣相向水相擴(kuò)散和水相經(jīng)水合物殼向油相滲透所導(dǎo)致的[12]。同時(shí)，考慮含水率、水合物抑制劑和阻聚劑的影響，建立和改良系列水合物生成模型，以適用于各種工況，如管道輸送、管道重啟等[13]。近年來，由于深水天然氣開發(fā)的興起，深水氣井測(cè)試和生產(chǎn)管柱內(nèi)的水合物流動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)開始受到關(guān)注。由于深水氣井天然氣產(chǎn)量大，產(chǎn)水量相對(duì)較小，管柱內(nèi)多為環(huán)霧流[14]。有研究表明，環(huán)霧流中水合物生成速率要高于油包水流動(dòng)體系，該體系中水合物生成主要來源于氣相中液滴表面和液膜表面的水合物生成，進(jìn)而構(gòu)建了綜合考慮液滴和液膜分布特征的環(huán)霧流水合物生成模型[15-16]。

目前，針對(duì)泡狀流中水合物生成機(jī)理的研究還處于探索階段，尚未形成成熟的理論。泡狀流中氣泡受高速液相的影響，氣泡動(dòng)態(tài)變化、氣液界面波動(dòng)、兩相間運(yùn)移和傳質(zhì)傳熱等現(xiàn)象更為復(fù)雜，現(xiàn)有模型尚無法準(zhǔn)確描述泡狀流中水合物生成規(guī)律。本文利用低溫高壓多相流動(dòng)環(huán)路系統(tǒng)開展泡狀流中甲烷水合物生成實(shí)驗(yàn)，探究泡狀流中甲烷水合物生成規(guī)律，并結(jié)合氣液兩相泡狀流的流動(dòng)特征和水合物生成傳質(zhì)理論，構(gòu)建泡狀流中水合物生成傳質(zhì)機(jī)理模型。

1 泡狀流中水合物生成傳質(zhì)機(jī)理模型

現(xiàn)有的水合物生成預(yù)測(cè)模型根據(jù)其控制因素的不同，可以分為本增動(dòng)力學(xué)受限模型、傳質(zhì)受限模型和傳熱受限模型[4]。在多相流動(dòng)體系內(nèi)，氣液間攪拌速率高，氣液間對(duì)流傳熱效率高，因此水合物生成速率受到傳熱方面的限制可以忽略不計(jì)。在攪拌式反應(yīng)釜中水合物生成實(shí)驗(yàn)中，前人發(fā)現(xiàn)反應(yīng)釜內(nèi)的攪拌速率和水合物生成速率呈正比，攪拌速率越高，釜體內(nèi)氣體消耗速率越高，水合物生成速率越高，由此可以證明釜體內(nèi)攪拌速率的增加會(huì)降低氣液間的傳質(zhì)阻力，水合物生成主要受到傳質(zhì)因素的限制。據(jù)此，本文認(rèn)為泡狀流中水合物生成過程為一種傳質(zhì)過程。

1.1 水合物傳質(zhì)機(jī)理模型

泡狀流中水合物的生成過程可以細(xì)分為三個(gè)傳質(zhì)過程，具體如下：①氣體分子從氣泡內(nèi)部向氣液交界面（氣泡表面）的傳質(zhì)過程；②氣體分子從氣液交界面向液相的傳質(zhì)過程；③氣體分子從液相向水合物結(jié)晶顆粒的傳質(zhì)過程。因?yàn)樗嘀袣怏w摩爾比要遠(yuǎn)小于氣相中氣體摩爾比，所以氣體分子在氣泡內(nèi)的傳質(zhì)阻力要遠(yuǎn)小于氣體分子在水相中的傳質(zhì)阻力，氣體分子從氣泡內(nèi)部向氣液交界面的傳質(zhì)過程可以忽略不計(jì)[11]。同時(shí)，在多相流動(dòng)體系內(nèi)，泡狀流中氣液間的攪拌速率要遠(yuǎn)高于攪拌式反應(yīng)釜，水合物生成所需的誘導(dǎo)時(shí)間遠(yuǎn)小于反應(yīng)釜實(shí)驗(yàn)，其誘導(dǎo)時(shí)間可以忽略，所以氣體分子在水相中的傳質(zhì)速率要遠(yuǎn)高于反應(yīng)釜實(shí)驗(yàn)，泡狀流中氣體分子從水相向水合物結(jié)晶顆粒的傳質(zhì)過程可以忽略不計(jì)。據(jù)此，泡狀流中水合物生成的傳質(zhì)過程主要為氣體分子從氣液交界面（氣泡表面）向液相的傳質(zhì)過程，傳質(zhì)驅(qū)動(dòng)力為氣液交界面處甲烷氣體分子濃度和水合物相平衡條件下水相中甲烷氣體分子濃度間的濃度差，甲烷氣體分子的傳質(zhì)速率計(jì)算如式(1)[11]。

式中，JCH4為甲烷氣體分子的傳質(zhì)速率，kg/(m2·s)；KCH4為甲烷氣體分子的傳質(zhì)系數(shù)，m/s；CI為在氣液交界面處的甲烷氣體分子濃度，kg/m3；Ceq為在水合物相平衡條件下水相中的甲烷氣體分子濃度，kg/m3。

水合物生成經(jīng)歷甲烷分子先溶解于水相，再于水相中與水分子結(jié)合生成水合物晶體顆粒的過程。當(dāng)水合物開始生成時(shí)，水相的狀態(tài)為飽和甲烷氣體，此時(shí)，水相中的甲烷氣體分子濃度與水合物相平衡條件下的甲烷氣體分子濃度相等，即=Ceq。多相流動(dòng)系統(tǒng)內(nèi)壓力升高導(dǎo)致環(huán)境溫壓條件超過水合物相平衡條件，氣體分子將從氣泡內(nèi)穿透氣液交界面進(jìn)入水相，使水相中氣體分子達(dá)到過飽和狀態(tài)，水合物顆粒開始在液相中結(jié)晶。根據(jù)式(1)，考慮水合物生成受氣液間交界面積和氣液間傳質(zhì)系數(shù)的影響，水合物生成速率可以表達(dá)為式(2)。

式中，dnH/dt為甲烷水合物生成速率，mol/s；MCH4為甲烷分子的摩爾質(zhì)量，kg/mol，為16.0425×10-3kg/mol；kCH4a為單位體積內(nèi)水合物生成傳質(zhì)系數(shù)，s-1；CW為水分子濃度，為1000kg/m3；xI為在氣液交界面處的氣體分子摩爾比例；xeq為在相平衡條件下的氣體分子摩爾比例。其中，摩爾分子比例通過亨利定律進(jìn)行計(jì)算[4]。

1.2 泡狀流中氣-液間傳質(zhì)系數(shù)計(jì)算方法

泡狀流中水為連續(xù)相，氣體為分散相，以氣泡形式懸浮于水相中。泡狀流中氣泡群間的傳質(zhì)系數(shù)依賴于氣泡間的相互作用，在高速流動(dòng)的過程中，氣泡受高速液相的剪切力和湍動(dòng)能的影響，氣泡間發(fā)生相互作用，產(chǎn)生碰撞、破裂、聚并、形變等行為，加劇氣液間的傳質(zhì)效率，提高氣液間綜合傳質(zhì)系數(shù)?？紤]動(dòng)量擴(kuò)散、質(zhì)量擴(kuò)散和單氣泡運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，舍伍德數(shù)（Sh）可以表征在靜止或流動(dòng)狀態(tài)下液體中單氣泡與液相間傳質(zhì)系數(shù)，但是現(xiàn)有舍伍德數(shù)預(yù)測(cè)模型均針對(duì)單氣泡的氣液間傳質(zhì)系數(shù)，都沒有考慮氣泡間相互作用對(duì)氣液間傳質(zhì)系數(shù)的影響。僅考慮氣泡的形變行為，當(dāng)氣泡的形變系數(shù)為2和3時(shí)，氣泡的傳質(zhì)系數(shù)就會(huì)分別增加10%和35%[20]。同時(shí)，8個(gè)自由運(yùn)動(dòng)的氣泡群間平均舍伍德數(shù)比單氣泡的舍伍德數(shù)高6%[20]。因此，考慮氣泡群中單氣泡碰撞、形變、破裂、聚并等因素的影響，本文在單氣泡傳質(zhì)系數(shù)的基礎(chǔ)上提出氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)[4]，用于表征氣泡間相互作用造成的額外氣液間傳質(zhì)，見式(3)。

式中，Shswarm為氣泡群的舍伍德數(shù)；Shsingle為單氣泡的舍伍德數(shù)；fswam為氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)；dp為管徑，m；DCH4為甲烷氣體分子的擴(kuò)散系數(shù)，m/s2。

在可燃冰鉆采過程中，不同工況下鉆采井筒內(nèi)的多相流動(dòng)環(huán)境均存在差異，依據(jù)流動(dòng)介質(zhì)種類，井筒內(nèi)的連續(xù)相流體可以分為牛頓流體和非牛頓流體，牛頓流體為水和油，非牛頓流體為鉆井液。在可燃冰鉆井工況下，鉆井井筒內(nèi)充滿鉆井液，當(dāng)氣侵發(fā)生后，井筒內(nèi)主要為是氣體、巖屑和鉆井液的三相流動(dòng)。在可燃冰正常生產(chǎn)情況下，采氣管線內(nèi)是天然氣為連續(xù)相的氣-水兩相流，排水管線內(nèi)是水為連續(xù)相的氣-水兩相流。因此，在可燃冰鉆采井筒內(nèi)，牛頓流體中氣液間傳質(zhì)和非牛頓流體中氣液間傳質(zhì)均存在于實(shí)際工況中，本文對(duì)牛頓流體中氣液間傳質(zhì)系數(shù)的計(jì)算方法和非牛頓流體中氣液間傳質(zhì)系數(shù)的計(jì)算方法分別進(jìn)行探討。

1.2.1 牛頓流體中氣液間傳質(zhì)系數(shù)計(jì)算方法

在可燃冰開采過程中，采氣管線和排水管線內(nèi)均為氣-水兩相流動(dòng)，考慮水是牛頓流體，泡狀流中氣液間傳質(zhì)系數(shù)為牛頓流體和氣泡間的傳質(zhì)系數(shù)。氣-水兩相流動(dòng)中，氣液間的傳質(zhì)速率主要受流速和液相黏度的影響[4,17]，牛頓流體中單氣泡的傳質(zhì)速率可以通過雷諾數(shù)和施密特?cái)?shù)進(jìn)行計(jì)算，如式(4)。

式中，Re為雷諾數(shù)；Sc為施密特?cái)?shù)。

式(4)中雷諾數(shù)和施密特?cái)?shù)分別表征液相流速和液相黏度對(duì)氣泡表面?zhèn)髻|(zhì)速率的影響，雷諾數(shù)和施密特?cái)?shù)的計(jì)算方法見式(5)和式(6)。

式中，ρL為液相密度，kg/m3；vL為液相流速，m/s；dp為管徑，m；μw為水的黏度，1.5674mPa·s。

式中，vw為水的動(dòng)力黏度，1.5674×10-6m2/s；DCH4為甲烷分子在水中的擴(kuò)散系數(shù)。

1.2.2 非牛頓流體中氣液間傳質(zhì)系數(shù)計(jì)算方法

在可燃冰鉆井過程中，井筒環(huán)空內(nèi)充滿鉆井液，環(huán)空內(nèi)為氣-鉆井液-巖屑三相流，鉆井液流變性取決了鉆井液配方，部分水基鉆井液表現(xiàn)出非牛頓流體特性，考慮非牛頓流變性的變化特征[18-19]，非牛頓流體中氣泡的傳質(zhì)系數(shù)計(jì)算方法見式(7)。

式中，C為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；n為非牛頓流體的流變指數(shù)；Fr為佛羅德數(shù)；Bo為邦德數(shù)。

不同于牛頓流體，施密特?cái)?shù)和雷諾數(shù)在考慮液相為非牛頓流體及非牛頓流體流變性后的計(jì)算方法分別見式(8)和式(9)。同時(shí)，由于井筒溫壓場(chǎng)對(duì)氣液間界面張力的影響，氣液間傳質(zhì)系數(shù)需要進(jìn)一步考慮氣泡尺寸和界面張力的影響[18]，弗洛伊德數(shù)和邦德數(shù)的計(jì)算方法見式(10)和式(11)。

式中，K為非牛頓流體的流變系數(shù)；dp為管徑，m；vsg為表觀氣體流速，m/s。

式中，σnon-Newtonian為非牛頓流體的表面張力，N/m。

1.3 泡狀流中氣-液間交界面積計(jì)算方法

在泡狀流中氣泡-氣泡間、氣泡-管壁間和氣泡-湍流旋渦間會(huì)發(fā)生碰撞行為，同時(shí)，氣泡受到液相剪切力的影響，氣泡會(huì)發(fā)生碰撞、聚并和形變行為，直接導(dǎo)致氣液間交界面積發(fā)生變化，并增加氣液間傳質(zhì)速率。在氣泡體積相同情況下，氣泡發(fā)生破裂和聚并行為，會(huì)使氣液間交界面積增加25.99%[20]?？扇急@采過程中，鉆采管柱內(nèi)多相流態(tài)絕大多數(shù)為湍流形態(tài)，湍流條件下氣泡破裂是由氣泡-湍流旋渦間碰撞所導(dǎo)致。氣泡的破裂速率可由氣泡-湍流旋渦間碰撞頻率和氣泡破裂效率計(jì)算所得[16]，見式(12)。

式中，?br為氣泡破裂的速率，n/s；fb-e為氣泡和湍流旋渦的碰撞頻率，n/s；ηbr為氣泡的破裂效率。

前人已經(jīng)建立了較為成熟的氣泡破裂速率預(yù)測(cè)模型，用于計(jì)算氣液間交界面積。Alopaeus 等[21-22]基于群體平衡模型建立湍流中氣泡破裂速率預(yù)測(cè)模型，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，具備較好的可靠性，可以用于本模型中氣液交界面積的計(jì)算，見式(13)。

式中，ε為能量耗散率，s-1；db為氣泡直徑，m；σL為液體表面張力，N/m；μG為氣體黏度，mPa·s；ρG為氣泡密度，kg/m3；ρL為液體密度，kg/m3；K1和K2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

多相流動(dòng)過程中，氣泡-湍流旋渦間碰撞和液相剪切力均會(huì)造成氣泡形變，同時(shí)，氣泡形變也是氣泡破裂的必要過程，泡狀流中氣泡形變行為不可避免。在相同氣泡體積情況下，當(dāng)氣泡形變系數(shù)為3 時(shí)，即氣泡縱橫比為3，橢球形氣泡的表面積比球形氣泡表面積高35.8%[20]。湍流中氣泡形變縱橫比可以通過約特弗斯數(shù)進(jìn)行計(jì)算[23-24]，約特弗斯數(shù)和氣泡形變后縱橫比的計(jì)算方法分別見式（14）和式(15)。

式中，Eo為約特弗斯數(shù)；E為氣泡縱橫比。得到氣泡形變縱橫比后，考慮可燃冰生產(chǎn)管柱中多相流體沿直管向同一方向流動(dòng)，假設(shè)氣泡只沿流動(dòng)方向形變，只在縱向x方向和橫向y方向形變，軸向z方向保持不變，橢球形氣泡表面可由式(16)得出[20]。

式中，Sellip為橢球形氣泡的表面積，m2；a為橢球形氣泡的x軸向長(zhǎng)度，m；b為橢球形氣泡的y軸向長(zhǎng)度，m；c為橢球形氣泡的z軸向長(zhǎng)度，m。

首先，假設(shè)泡狀流中所有氣泡均為形變后的橢球形氣泡，進(jìn)而在得到氣泡破裂速率之后，假設(shè)母氣泡在i時(shí)刻破裂成兩個(gè)子氣泡后，子氣泡即會(huì)在i+1時(shí)刻重新聚并，則可以計(jì)算得出考慮氣泡破裂、聚并和形變的氣液間交界面積。i時(shí)刻的氣液交界面積可由式(17)得出，i+1 時(shí)刻的氣液交界面積可由式(18)得出，泡狀流中氣液間交界面積可由式(19)得出[20]。

式中，Ainter為泡狀流中氣泡表面積，m2；Ainter,i為泡狀流中i時(shí)刻的氣泡表面積，m2；Ainter,i+1為泡狀流中i+1 時(shí)刻的氣泡表面積，m2；nb為氣泡數(shù)量；nbr為破裂氣泡的數(shù)量；Smother-deformed為形變的母氣泡表面積，m2；Sdaughter-deformed為形變的子氣泡表面積，m2。

2 泡狀流中水合物生成機(jī)理

2.1 泡狀流中水合物生成實(shí)驗(yàn)

本文利用自主設(shè)計(jì)搭建的低溫高壓多相流動(dòng)環(huán)路系統(tǒng)開展泡狀流中二氧化碳和甲烷水合物生成實(shí)驗(yàn)。低溫高壓多相流動(dòng)環(huán)路測(cè)試管段為雙層管結(jié)構(gòu)，長(zhǎng)15m，內(nèi)徑50mL，總體積為43000mL，并裝有200mm 長(zhǎng)的PVC 透明短節(jié)，用于觀察管內(nèi)水合物生成、運(yùn)移、沉積和多相流動(dòng)特征。環(huán)路可耐壓0～10MPa，利用工業(yè)冷水機(jī)通過雙層管的外層環(huán)空對(duì)環(huán)路進(jìn)行降溫，溫度調(diào)節(jié)范圍為0～50℃。環(huán)路采用耐高壓磁力泵對(duì)管內(nèi)流體進(jìn)行循環(huán)，最大排量為8m3/h，泵內(nèi)最大含氣率可達(dá)10%，滿足泡狀流條件下水合物生成實(shí)驗(yàn)中對(duì)含氣率的需求。環(huán)路也裝備有加砂裝置，一次加砂量達(dá)500mL，后期可以開展油氣鉆采井筒內(nèi)巖屑運(yùn)移方面的實(shí)驗(yàn)研究。環(huán)路流程圖和實(shí)物圖見圖1。

圖1 低溫高壓水合物多相流動(dòng)環(huán)路流程圖及實(shí)物圖

泡狀流中水合物生成實(shí)驗(yàn)流程如下所述。

（1）在實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備階段，將環(huán)路上所有閥門關(guān)閉，開啟真空泵環(huán)路中空氣排空，直至壓力傳感器顯示-0.1MPa為止；啟動(dòng)柱塞泵，向環(huán)路中注入實(shí)驗(yàn)液體，并用電子秤實(shí)時(shí)記錄注入實(shí)驗(yàn)液體的質(zhì)量，當(dāng)實(shí)驗(yàn)液體的注入量達(dá)到實(shí)驗(yàn)預(yù)定量時(shí)，停止柱塞泵；開啟磁力泵循環(huán)環(huán)路中實(shí)驗(yàn)液體，并注入實(shí)驗(yàn)氣體（甲烷或二氧化碳），初次出入的壓力需要低于水合物相平衡壓力，使氣體充分溶解到液相中，并避免水合物生成，同時(shí)開啟工業(yè)冷水機(jī)，降低環(huán)路溫度，直至實(shí)驗(yàn)預(yù)定溫度。本文實(shí)驗(yàn)中，實(shí)驗(yàn)氣體是純度為99.99%的高純甲烷，實(shí)驗(yàn)液體為純水和利用純水配制的黃原膠溶液，黃原膠溶液為人工配制，稱取一定量的純水，在計(jì)算和稱取所需黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)所對(duì)應(yīng)的添加劑質(zhì)量，人工攪拌加入黃原膠并靜置1h以上，使黃原膠充分溶解。

（2）在環(huán)路的溫度達(dá)到實(shí)驗(yàn)預(yù)定溫度后，重新注入實(shí)驗(yàn)氣體，直至達(dá)到實(shí)驗(yàn)壓力，利用背壓閥使環(huán)路壓力穩(wěn)定在實(shí)驗(yàn)壓力，此時(shí)水合物在環(huán)路中生成，通過壓力傳感器、溫度傳感器、氣體質(zhì)量流量計(jì)、液體磁力流量計(jì)和差壓傳感器實(shí)時(shí)記錄壓力、溫度、氣液流量和壓差等數(shù)據(jù)。

（3）當(dāng)氣體注入量開始急劇下降且環(huán)路內(nèi)無法觀察到明顯的氣泡時(shí)，證明環(huán)路中氣體已經(jīng)全部轉(zhuǎn)化為水合物，無法進(jìn)行水合物生成實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)停止。

（4）實(shí)驗(yàn)停止后，開啟環(huán)路的排水閥，泄掉環(huán)路壓力，并排出部分環(huán)路中液體；同時(shí)開啟空氣壓縮機(jī)，向環(huán)路中注入空氣，將剩余液體驅(qū)趕出環(huán)路。

本文依托所建立的低溫高壓水合物多相流動(dòng)環(huán)路裝置，開展了泡狀流中水合物生成實(shí)驗(yàn)，研究了連續(xù)相流體分別為水和含黃原膠的水溶液條件下水合物生成規(guī)律，分析了流速和添加濃度等因素對(duì)水合物生成速率的影響，所開展的具體實(shí)驗(yàn)如表1所示。表1中不包含重復(fù)性實(shí)驗(yàn)。

表1 泡狀流中水合物生成實(shí)驗(yàn)

2.2 泡狀流中流速和黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)水合物生成的影響

本文開展了流速為0.952～1.589m/s 和黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)0～0.3%條件下的泡狀流水合物生成系列實(shí)驗(yàn)。圖2展示了流速為1.024m/s和黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0 條件下的泡狀流水合物生成實(shí)驗(yàn)中環(huán)路壓力、溫度和過冷度的變化規(guī)律。如圖所示，環(huán)路壓力在0～2000s 范圍內(nèi)從3.125MPa 緩慢下降至2.768MPa，此階段環(huán)路壓力下降是由于環(huán)路中甲烷氣體分子溶解于水中，導(dǎo)致環(huán)路壓力降低。同時(shí)，環(huán)路開始降溫，環(huán)路溫度從282.95K 下降至277.03K，降溫過程中過冷度始終低于環(huán)路溫度，證明環(huán)路中無水合物生成。當(dāng)溫度和壓力保持不變時(shí)，環(huán)路內(nèi)的水相中已經(jīng)充分溶解甲烷氣。再一次注入甲烷，至實(shí)驗(yàn)預(yù)定壓力5.862MPa，開始水合物生成實(shí)驗(yàn)，此時(shí)，甲烷水合物開始在環(huán)路中生成，環(huán)路壓力逐漸降低，過冷度也隨之降低，當(dāng)過冷度與溫度曲線重合時(shí)，水合物停止生成，壓力曲線也保持恒定。

圖2 流速1.024m/s、含氣率3.0%和黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0條件下的水合物生成實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)當(dāng)環(huán)路內(nèi)溫度和壓力達(dá)到水合物生成所需的溫壓條件時(shí)，水合物即刻在環(huán)路中生成，水合物生成誘導(dǎo)時(shí)間可以忽略不計(jì)，這是由于多相流動(dòng)過程中氣液間傳質(zhì)效應(yīng)劇烈，降低了水合物顆粒結(jié)晶所需時(shí)間，所以相變過程中水合物傳質(zhì)過程在本文不多作討論。同時(shí)，本文實(shí)驗(yàn)采用恒溫法，即水合物生成過程中環(huán)路溫度保持近于恒定的狀態(tài)，由于制冷系統(tǒng)在實(shí)驗(yàn)中持續(xù)給環(huán)路進(jìn)行熱交換，抵消了水合物生成產(chǎn)生的熱量，因此，傳熱對(duì)水合物生成的影響在文中不做過多討論。但是在圖2中，當(dāng)水合物開始生成時(shí)，由于初始時(shí)刻水合物生成放熱量大，環(huán)路溫度有一個(gè)突增，之后呈線性下降的趨勢(shì)。

圖3 對(duì)比了過冷度為5K 和不同黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)條件下流速對(duì)水合物生成速率的影響規(guī)律。如圖所示，流速的增加會(huì)明顯提高環(huán)路內(nèi)水合物生成速率。流速的增加會(huì)提高泡狀流中氣液間攪拌速率，增加氣泡破裂聚并速率，提高氣泡形變程度，加大氣液間傳質(zhì)，使水合物生成速率上升。同時(shí)，在相同流速條件下黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，水合物生成速率越低，且水合物生成速率隨流速增加的增幅逐漸減小。黃原膠可以增加水相黏度，降低氣泡間相互作用行為強(qiáng)度，降低了氣液間的傳質(zhì)，并起到了削弱流速對(duì)水合物生成速率影響的作用。

圖3 過冷度為5K條件下流速對(duì)水合物生成速率的影響規(guī)律

圖4 對(duì)比了流速為1.35m/s 和過冷度為2～5K 條件下黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)水合物生成速率的影響規(guī)律。如圖所示，水合物生成速率隨黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)的升高逐漸降低。黃原膠會(huì)改變水的流變性，使水呈現(xiàn)非牛頓的剪切稀釋性，并提高水相的黏度。水相黏度的增加會(huì)降低泡狀流中攪拌速率，降低氣泡的破裂和聚并速率，減弱氣泡形變程度，最終降低了氣液間傳質(zhì)速率，造成水合物生成速率的下降。同時(shí)，黃原膠作為一種聚合物，在水相中吸附水分子，降低水分子的擴(kuò)散速度，達(dá)到延緩水合物成核和生長(zhǎng)的目的，其作用類同于水合物動(dòng)力學(xué)抑制劑。

圖4 流速為1.35m/s條件下黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)水合物生成速率的影響規(guī)律

對(duì)比不同過冷度條件下的水合物生成速率，發(fā)現(xiàn)在相同黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)條件下，過冷度的降低也會(huì)導(dǎo)致水合物生成速率的降低，該發(fā)現(xiàn)也與前人在反應(yīng)釜中水合物生成實(shí)驗(yàn)中的觀察結(jié)果一致。

2.3 泡狀流中水合物生成綜合傳質(zhì)系數(shù)

不同于單氣泡運(yùn)動(dòng)，泡狀流中氣泡受到外力影響，會(huì)發(fā)生破裂、聚并和形變等行為，解決氣液間的傳質(zhì)速率，促進(jìn)泡狀流中水合物的生成?，F(xiàn)有對(duì)氣泡表面?zhèn)髻|(zhì)速率的研究主要集中于單氣泡表面，已有模型尚無法較好地描述氣泡群中氣液間傳質(zhì)速率，因此，本文提出氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)，基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)單氣泡表面的傳質(zhì)速率模型進(jìn)行修正。文中，氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)的定義為fswarm=kCH4aexp/kCH4acal，即實(shí)驗(yàn)測(cè)得水合物生成過程中氣液間傳質(zhì)速率和單氣泡模型計(jì)算所得氣液間傳質(zhì)速率的比值。

通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)與過冷度間呈現(xiàn)指數(shù)關(guān)系，見式(20)。

式中，Tsub為過冷度，K；a和b為氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)公式的系數(shù)和指數(shù)。

分析式(20)中系數(shù)a和指數(shù)b與黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)系數(shù)a和指數(shù)b與黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)間呈現(xiàn)二次函數(shù)關(guān)系，a和b隨黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律見圖5，關(guān)系式見式(21)、式(22)。

圖5 參數(shù)a和b隨黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律

式中，CXG為黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%，α、β、γ、ε、θ和κ為參數(shù)a和b公式的系數(shù)。

分析式(21)和式(22)中參數(shù)α、β、γ、ε、θ和κ與流速之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)上述參數(shù)與流速之間呈線性關(guān)系，參數(shù)α、β、γ、ε、θ和κ隨流速的變化規(guī)律見式(23)。

將式(23)分別代入式(21)和式(22)，再將式(21)和式(22)代入式(20)，可以得到氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式，見式(24)?？紤]到氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)是通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所建立的經(jīng)驗(yàn)公式，該經(jīng)驗(yàn)公式僅在實(shí)驗(yàn)包含的流速、水合物濃度范圍內(nèi)具備較好的適用性。

2.4 模型驗(yàn)證

本節(jié)通過對(duì)比模型對(duì)環(huán)路中水合物生成量的預(yù)測(cè)結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測(cè)定結(jié)果間的差值，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。圖6 展示了黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.3%和流速為1.237m/s條件下的模型預(yù)測(cè)結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)間的對(duì)比結(jié)果。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，所建立模型在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)具備較高的精確度，對(duì)水合物生成量的平均預(yù)測(cè)誤差在±5%以內(nèi)，對(duì)水合物生成速率的平均預(yù)測(cè)誤差在±15%以內(nèi)，滿足現(xiàn)場(chǎng)對(duì)井筒油氣和可燃冰生產(chǎn)管線內(nèi)水合物生成量和生成速率的預(yù)測(cè)需求。

圖6 模型預(yù)測(cè)的水合物生成量與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

3 結(jié)論

針對(duì)可燃冰鉆采井筒內(nèi)易發(fā)生水合物生成和堵塞風(fēng)險(xiǎn)的工程難題，本文開展了泡狀流條件下水合物生成實(shí)驗(yàn)，并建立適用于可燃冰鉆采井筒內(nèi)泡狀流條件下水合物生成預(yù)測(cè)模型，模型考慮了液相流變性、氣泡間破裂、聚并和形變等因素對(duì)氣液間交界面積和傳質(zhì)速率的影響，并通過擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出了氣泡群間的綜合傳質(zhì)系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式。研究發(fā)現(xiàn)，流速的增加會(huì)加劇泡狀流中氣液間傳質(zhì)速率，提高水合物生成速率，但是黃原膠質(zhì)量分?jǐn)?shù)的上升不但會(huì)削弱流速對(duì)水合物生成速率的影響，并降低水合物生成速率。通過對(duì)比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，模型對(duì)管線內(nèi)水合物生成量和水合物生成速率的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確，預(yù)測(cè)誤差分別在±5%和±15%以內(nèi)。模型的建立有助于精確預(yù)測(cè)可燃冰鉆采井筒內(nèi)水合物生成風(fēng)險(xiǎn)，并為建立井筒內(nèi)水合物流動(dòng)保障方案奠定理論基礎(chǔ)。