張劍波，孫小輝，單正鋒，付瑋琪，劉 爭(zhēng)，孫寶江，王志遠(yuǎn)

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東青島 266580； 2.中國(guó)石油大學(xué)(華東)計(jì)算機(jī)科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，山東青島 266580； 3.中國(guó)石油集團(tuán)海洋工程有限公司鉆井事業(yè)部，天津 300280；4.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)煤炭資源與安全開(kāi)采國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇徐州 221116)

天然氣水合物是一種儲(chǔ)量巨大且清潔高效的新型能源，自然界中的天然氣水合物主要存在于水深超過(guò)300 m的深海海底沉積物和陸地地下200～2 000 m的永久凍土層等低溫高壓區(qū)域[1]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，世界范圍內(nèi)的天然氣水合物中有機(jī)碳儲(chǔ)量是石油、天然氣、煤炭等化石能源總量的2倍[2]。中國(guó)海域天然氣水合物資源量約為800億t油當(dāng)量，具有廣闊的發(fā)展前景，是重要的潛在油氣接替能源。由于海水溫度隨水深的增加而降低，1 500 m水深處溫度可低至2～4 ℃[3]，這將造成海域天然氣水合物試采過(guò)程面臨一系列的流動(dòng)安全保障問(wèn)題，試采井筒中的水合物二次生成就是其中一個(gè)需重點(diǎn)關(guān)注的問(wèn)題[4-5]。2017年，在日本開(kāi)展的第二次海域天然氣水合物試采中，AT1-P2井在試采過(guò)程中就因管柱內(nèi)發(fā)生水合物二次生成問(wèn)題而被迫兩次中斷，導(dǎo)致清除水合物堵塞分別花了31.25和13.5 h，嚴(yán)重影響了試采進(jìn)度[6-7]。當(dāng)前關(guān)于深水井筒中的水合物生成和堵塞問(wèn)題研究主要是針對(duì)油氣開(kāi)發(fā)工況，部分學(xué)者對(duì)其中的水合物生成區(qū)域和沉積堵塞風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)展開(kāi)了研究，并形成了相應(yīng)的防治方法[8-13]，而關(guān)于海域天然氣水合物試采井筒中的水合物二次生成問(wèn)題的研究還較少。海域天然氣水合物試采井筒中的水合物二次生成不僅會(huì)影響試采進(jìn)程，而且會(huì)阻礙后續(xù)井底的高效降壓，嚴(yán)重時(shí)甚至還可能造成安全事故。圍繞海域天然氣水合物試采井筒面臨的水合物二次生成問(wèn)題，基于海域天然氣水合物試采工藝和井筒結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，筆者建立不同試采管柱中的溫壓場(chǎng)預(yù)測(cè)模型及水合物二次生成預(yù)測(cè)方法，構(gòu)建采氣管柱中的水合物生成和沉積預(yù)測(cè)模型。通過(guò)模型求解，分析試采井筒內(nèi)的水合物二次生成和流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)，探討試采井筒中的水合物二次生成防治方法。

1 試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)理論

1.1 水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)方法

海域天然氣水合物試采井筒中的溫度和壓力分布與天然氣水合物相平衡條件是預(yù)測(cè)水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)的關(guān)鍵。其中水合物相平衡條件主要受流體組分、抑制劑類型及含量的影響。海域天然氣水合物試采中的產(chǎn)出氣體基本為純甲烷，但產(chǎn)出水中會(huì)含一定鹽度[7]，本文中采用Moridis[14]提出的公式來(lái)預(yù)測(cè)天然氣水合物相平衡溫度和壓力條件。結(jié)合井筒溫度壓力和水合物相平衡條件的計(jì)算，建立海域天然氣水合物試采井筒內(nèi)水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)方法，如圖1所示。從圖中可知，水合物相平衡曲線左側(cè)為滿足水合物生成條件的區(qū)域。

圖1 水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)方法示意圖Fig.1 Schematic of hydrate reformation risk prediction method

在天然氣水合物降壓試采過(guò)程中，對(duì)比井筒內(nèi)溫度壓力和水合物相平衡條件，當(dāng)井筒中某一深度處的溫度低于水合物相平衡溫度或者壓力高于水合物相平衡壓力時(shí)，表明該深度處滿足水合物二次生成條件，這意味著井筒內(nèi)存在水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)[15]。此外，在滿足水合物二次生成的條件下，井筒中的流體溫度和水合物相平衡溫度的差值為水合物二次生成過(guò)冷度，且過(guò)冷度越大，井筒內(nèi)更容易發(fā)生水合物二次生成，即水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)越高。

1.2 試采井筒中溫壓場(chǎng)預(yù)測(cè)模型

海域天然氣水合物試采井筒中溫度壓力分布與試采工藝及井筒結(jié)構(gòu)密切相關(guān)。目前，海域天然氣水合物試采普遍采用的是氣水分采的方式，即水合物分解產(chǎn)生的氣體和水分別通過(guò)不同的流動(dòng)通道采出，主體管柱結(jié)構(gòu)主要包括氣液混輸管柱、采氣管柱和采水管柱[6,16-17]，如圖2[18-19]所示。首先，儲(chǔ)層中天然氣水合物分解產(chǎn)生的氣體和水流入底層套管后進(jìn)入氣水混輸管柱；然后，產(chǎn)出氣體和水經(jīng)氣水混輸管柱向上流入較大尺寸的套管內(nèi)，并在重力分離作用下實(shí)現(xiàn)氣水分離；分離后的氣體通過(guò)采氣管柱上流到平臺(tái)，而分離后的水則通過(guò)電潛泵泵入采水管柱上流到平臺(tái)[4]。

圖2 日本第二次海域天然氣水合物試采系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic of Japans second offshore gas hydrate trail production system

為了計(jì)算試采井筒中的溫度和壓力分布，考慮海域天然氣水合物試采工藝、井筒結(jié)構(gòu)及流體流動(dòng)和傳熱等特征，構(gòu)建試采井筒中包含氣、水、水合物三相流動(dòng)的控制方程組，主要包括連續(xù)性方程、能量方程和動(dòng)量方程及輔助方程等。

(1)連續(xù)性方程。與常規(guī)的井筒氣液兩相流動(dòng)相比，海域天然氣水合物試采井筒中可能因低溫高壓條件而存在水合物二次生成和沉積行為。同時(shí)，當(dāng)不滿足水合物生成的溫壓條件后，原來(lái)生成的水合物將會(huì)分解成氣體和水。針對(duì)海域天然氣水合物試采井筒中的多相流體流動(dòng)過(guò)程，基于質(zhì)量守恒原理，考慮可能的水合物二次生成對(duì)流體流動(dòng)的影響，可以得到氣、水、水合物三相流動(dòng)的連續(xù)性方程為

(1)

(2)

(3)

式中,Rhf為水合物的生成速率，kg/(m·s)；Rhi為水合物的分解速率，kg/(m·s)；Rhd為水合物的沉積速率，kg/(m·s)；Eg、El和Eh為氣相、液相和游離水合物相的體積分?jǐn)?shù)；ρg、ρl和ρh為氣相、液相和水合物相的密度，kg/m3；vg、vl和vh為氣相、液相和水合物相的速度，m/s；t為時(shí)間，s；s為管柱位置，m；Ate為管柱的有效截面積，m。

同時(shí)，氣相、液相和游離水合物相的體積分?jǐn)?shù)滿足關(guān)系式

Eg+El+Eh=1.

(4)

(2)能量方程。海域天然氣水合物試采井筒外的地層/海水存在明顯的溫度梯度，管柱內(nèi)流體與外界環(huán)境間存在溫度差，且不同位置處的管柱結(jié)構(gòu)存在差異，故試采管柱內(nèi)的流體流動(dòng)和外界環(huán)境存在不同的傳熱過(guò)程[20]：①泥線以下井段—?dú)庖夯燧敼芏危簹庖夯燧敼苤鶅?nèi)流體與外界地層之間的傳熱；②泥線以上井段—采氣管柱，采氣管柱內(nèi)流體與外界海水之間的傳熱；③泥線以上井段—采水管柱，采水管柱內(nèi)流體與外界海水之間的傳熱。針對(duì)海域天然氣水合物降壓試采管柱結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，考慮水合物相變對(duì)溫度變化的影響，基于能量守恒原理，得到試采管柱內(nèi)的能量平衡方程可表示為

(5)

式中,cpm為混合流體的比定壓熱容，J/(kg·℃)；Tf為流體溫度，℃；H為混合流體比焓J/kg；ΔH為水合物的摩爾生成焓，J/mol；Mh為水合物摩爾分子質(zhì)量，kg/mol；ρm為混合流體密度，kg/m3；vm為混合流體的流速，m/s；Qst為管柱內(nèi)的流體與周圍環(huán)境之間的換熱速率，J/(m·s)；s為位置，m。

由于不同井深處試采管柱結(jié)構(gòu)的差異，Qst的計(jì)算會(huì)隨著井深位置的不同而變化。

泥線以上井段—采氣管柱：

(6)

泥線以上井段—采水管柱：

(7)

泥線以下井段—?dú)庖夯燧敼芏危?/p>

(8)

式中，rtgo、rtwo和rto分別為采氣管柱、采水管柱和氣液混輸管柱的外徑，m；Tsea為海水溫度，℃；Utgo、Utwo和Uto分別為以采氣管柱、采水管柱和氣液混輸管柱外表面為基準(zhǔn)面的總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)，其計(jì)算見(jiàn)參考文獻(xiàn)[9, 20]；Hd為井深，m；rtgi、rtwi和rti分別為采氣、采水和氣液混輸管柱內(nèi)徑，m；ke為地層導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；TD為無(wú)因次溫度。

(3)動(dòng)量方程。水合物試采管柱中的流體在流動(dòng)過(guò)程中主要受到重力、壓差力、摩擦阻力等作用。依據(jù)動(dòng)量守恒原理，考慮氣體膨脹引起的氣體體積分?jǐn)?shù)變化，得到試采管柱中的壓力場(chǎng)分布計(jì)算方程為

(9)

式中，pf為試采管柱內(nèi)的流體壓力，Pa；α為井斜角，rad；Fr為摩阻壓降，Pa。

摩阻壓降Fr的計(jì)算受管柱中的流型變化影響，可以由下式計(jì)算得到：

(10)

式中，f為摩阻系數(shù)；Dte為試采管柱有效內(nèi)徑，m；vsg為環(huán)狀流中的氣體表觀流速，m/s。

此外包含氣、水、水合物的混合流體的密度計(jì)算為

ρm=ρgEg+ρlEl+ρhEh.

(11)

(4)水合物生成和沉積速率計(jì)算方程。水合物生成和沉積速率是影響試采井筒中溫度和壓力分布的重要因素。當(dāng)試采井筒中滿足水合物生成的溫度和壓力條件時(shí)，甲烷氣和水接觸會(huì)生成固態(tài)的水合物顆粒，且伴隨熱量放出。水合物生成速率主要受溫度壓力條件和氣液接觸面積影響，其生成動(dòng)力學(xué)方程[21]為

(12)

式中,u為表征傳質(zhì)和傳熱的參數(shù)，無(wú)因次；k1和k2為本征動(dòng)力學(xué)參數(shù)，分別取值為k1=2.608×1016kg/(m2·K·s)、k2=13 600 K；Mh為水合物的摩爾分子質(zhì)量，kg/mol；Mg為氣體的摩爾分子質(zhì)量，kg/mol；Teq為水合物相平衡溫度；As為氣液接觸面積，m2。

基于前期研究成果[20,22-23]，認(rèn)為低氣速下在管壁上沉積的水合物量與生成量相等，考慮不同位置處溫度和壓力分布的動(dòng)態(tài)變化，可以得到單位長(zhǎng)度采氣管柱內(nèi)壁上的水合物生成和沉積速率計(jì)算為

(13)

式中,rte為有效管柱半徑，m；上標(biāo)i代表時(shí)間節(jié)點(diǎn)，下標(biāo)j代表位置節(jié)點(diǎn)。

通過(guò)對(duì)采氣管柱中水合物二次生成和沉積速率的計(jì)算，可以得到采氣管柱中的水合物沉積層生長(zhǎng)分布情況，從而進(jìn)一步定量化采氣管柱中的水合物流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)計(jì)算得到的采氣管柱內(nèi)壁上的水合物沉積層厚度采取無(wú)因次處理：

(14)

式中,δ為水合物層厚度，無(wú)因次；t為時(shí)間，s。

2 模型求解及驗(yàn)證

2.1 模型求解

天然氣水合物試采井筒中的多相流動(dòng)、溫壓場(chǎng)及水合物生成和沉積速率等參數(shù)是相互關(guān)聯(lián)、相互影響的，這使得上述建立的模型具有強(qiáng)非線性，故采取有限差分法對(duì)建立的模型展開(kāi)數(shù)值求解，如圖3所示為本文中劃分的時(shí)間和空間網(wǎng)格示意圖。

圖3 試采井筒中時(shí)間和空間網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh of time and space grid division in pipe

關(guān)于計(jì)算試采管柱中溫度變化的離散化能量守恒方程為

(15)

關(guān)于計(jì)算管柱中壓力變化的離散化動(dòng)量守恒方程為

(16)

同時(shí)，根據(jù)海域天然氣水合物試采工況，可以得到上述模型求解的初始和邊界條件。

(1)試采管柱的初始溫度等于周圍海水/地層的環(huán)境溫度：

Tf(i,0)=Tei(hi).

(17)

(2)采氣管柱中的初始?jí)毫榈孛婢诨貕号c流體重力引起的壓力，而采水管柱中的初始?jí)毫殪o液柱壓力：

(18)

式中，hi為垂直深度，m；p0為井口回壓，Pa。

(3)氣水產(chǎn)出流動(dòng)期間，假設(shè)井底壓力、流量為恒定值，井底流體溫度與地層溫度相同：

(19)

結(jié)合上述初始和邊界條件，采用有限差分法對(duì)模型進(jìn)行耦合迭代求解。

(1)已知海域天然氣水合物試采井的管柱結(jié)構(gòu)、井深、儲(chǔ)層溫壓、氣水產(chǎn)量等基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，將管柱分為若干個(gè)相等的單元段，每個(gè)單元段足夠小，進(jìn)而認(rèn)為每個(gè)單元段內(nèi)的氣液流速、密度等參數(shù)是不變的，且泥線以管柱上分為產(chǎn)水管柱和產(chǎn)氣管柱。

(2)針對(duì)特定單元段，以前一時(shí)刻的含氣率、溫度、壓力為假設(shè)值，根據(jù)式(1)～(14)，計(jì)算當(dāng)前時(shí)刻的各個(gè)參數(shù)值；當(dāng)計(jì)算誤差在允許范圍內(nèi)，則進(jìn)行下一步，否則把計(jì)算得到的溫壓值作為假設(shè)值，重復(fù)上述計(jì)算過(guò)程，直到滿足精度要求。

(3)根據(jù)產(chǎn)出流體組分?jǐn)?shù)據(jù)，計(jì)算當(dāng)前壓力條件下的甲烷水合物的相平衡溫度，并與計(jì)算得到的當(dāng)前流體溫度值進(jìn)行比較；若當(dāng)前溫度高于水合物相平衡溫度，進(jìn)行下一步計(jì)算；反之，則說(shuō)明該處滿足水合物二次生成條件，據(jù)此確定當(dāng)前位置處的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)大小。

(4)判斷計(jì)算位置節(jié)點(diǎn)是否達(dá)到設(shè)定長(zhǎng)度，若未達(dá)到，則重復(fù)上述步驟計(jì)算；反之，則進(jìn)入下一時(shí)刻的計(jì)算，并從頭開(kāi)始對(duì)每一個(gè)位置的各參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，直到滿足計(jì)算時(shí)間為止，以此得到整個(gè)試采管柱中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。

2.2 模型驗(yàn)證

利用日本第二次海域天然氣水合物試采中的AT1-P2井生產(chǎn)段的溫度和壓力實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)[7]來(lái)對(duì)模型預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。從文獻(xiàn)[6]中可知，該試采海域的水深為995 m，泥線溫度為3.5 ℃，地層溫度梯度為3 ℃/(100 m)，地層壓力為13 MPa(1 309.4 m)，地層溫度為13.7 ℃，水合物儲(chǔ)層厚度為60 m，海水密度為1 022 kg/m3。第一層套管內(nèi)徑為339.725 mm，套管鞋內(nèi)徑為244.475 mm，第二層套管內(nèi)徑為215.9 mm，隔水管內(nèi)徑為244.475 mm，平均產(chǎn)氣速率為8 330 m3/d，平均產(chǎn)水速率為343.6 m3/d，產(chǎn)出水的氯離子質(zhì)量濃度為23 000～24 000 mg/L，采氣管柱和采水管柱內(nèi)徑分別為168.275和101.6 mm。

表1為模型計(jì)算得到的溫壓結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比。從表中可知，計(jì)算得到的壓力結(jié)果與整個(gè)監(jiān)測(cè)段里的實(shí)測(cè)壓力值比較吻合，而計(jì)算得到的溫度在監(jiān)測(cè)段底部與實(shí)測(cè)溫度較吻合，但在監(jiān)測(cè)段上部的誤差略微增大。經(jīng)分析，這可能主要是因?yàn)閷?shí)際試采過(guò)程中溫壓監(jiān)測(cè)段的管柱結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，并且水合物分解產(chǎn)生的氣體在進(jìn)入管柱時(shí)存在焦耳-湯姆森效應(yīng)，在計(jì)算過(guò)程中由于缺乏相關(guān)詳細(xì)數(shù)據(jù)而對(duì)此進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。

表1 模型計(jì)算的溫度和壓力結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比Table 1 Comparison between calculated temperature and pressure and measured data

3 試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)分析和防治

3.1 試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)

在上述理論模型求解的基礎(chǔ)上，對(duì)海域天然氣水合物水平井降壓試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)和流動(dòng)障礙形成規(guī)律展開(kāi)探討。本節(jié)計(jì)算中采用的案例水平井的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)與2.2節(jié)中相同，水平井造斜段的長(zhǎng)度為300 m，水平井段的長(zhǎng)度為100 m。

圖4(a)為計(jì)算得到的試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)情況。從圖中可知，在上述算例條件下采水管柱中的溫度曲線整體位于水合物相平衡曲線的右側(cè)，說(shuō)明此條件下采水管柱中無(wú)水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn);而采氣管柱中的溫壓曲線有一部分位于水合物相平衡曲線的左側(cè)，意味著這部分位置滿足水合物二次生成條件，即存在水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。采氣管柱中存在水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)的位置在790～1 020 m，且在泥線以上約80 m處位置處的溫度壓力和水合物相平衡曲線的橫向差值最大，這說(shuō)明該處是最容易發(fā)生水合物二次生成的位置。經(jīng)分析，這主要是受試采過(guò)程中采取的降壓策略及產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量等因素影響。不同于第一次試采中通過(guò)控制采氣管柱中的液面高度來(lái)控制井底壓力[4,24]，第二次試采中采取的是通過(guò)在采氣管柱出口施加回壓和控制井底的液面高度來(lái)協(xié)同控制井底壓力[6-7]，這會(huì)導(dǎo)致產(chǎn)氣管柱中壓力較高，故其中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)較高。

圖4 水合物二次生成區(qū)域分布Fig.4 Distribution of hydrate reformation region

為探究不同因素對(duì)試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)的影響，進(jìn)一步分析產(chǎn)氣量、產(chǎn)水量變化對(duì)試采井筒中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)的影響，分別如圖4(b)、(c)所示。從圖中可以看出，隨著產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量的減小，管柱中的流體溫壓曲線與水合物相平衡曲線相交的區(qū)域變大，且兩者的橫向差值也增大，說(shuō)明管柱中存在二次生成的區(qū)域及風(fēng)險(xiǎn)均增大。經(jīng)分析，這主要是因?yàn)殡S著產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量減小，采氣管柱和產(chǎn)水管柱中流體與周圍環(huán)境的熱交換效應(yīng)增強(qiáng)，且摩阻損失減小，使得采氣管柱和產(chǎn)水管柱中的流體溫度降低、壓力升高。這造成滿足水合物二次生成所需的溫度更高，故更容易發(fā)生水合物二次生成。當(dāng)產(chǎn)水量低于300 m3/d時(shí)，采水管柱中也可能會(huì)出現(xiàn)水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。

3.2 試采井筒中水合物二次生成防治方法

深水油氣開(kāi)發(fā)井筒中的水合物防治方法主要是通過(guò)注入過(guò)量的水合物熱力學(xué)抑制劑來(lái)完全防止水合物的生成，采用的熱力學(xué)抑制劑有醇類抑制劑(如乙二醇、甲醇)和鹽類抑制劑(如氯化鈉、氯化鉀)等[26-28]。在海域天然氣水合物試采過(guò)程中產(chǎn)水量較大，例如日本第二次海域天然氣水合物試采過(guò)程中的AT1-P2井產(chǎn)水量最高達(dá)到600 m3/d，對(duì)于采用水平井等情況其產(chǎn)水量還會(huì)進(jìn)一步增大。因此若單純采取傳統(tǒng)方法防止試采井筒中的水合物二次生成將導(dǎo)致所需熱力學(xué)抑制劑注入量非常大，會(huì)導(dǎo)致水合物二次生成防治成本高、抑制劑存儲(chǔ)占用場(chǎng)地大，甚至可能存在抑制劑無(wú)法注入等問(wèn)題。

3.2.1 采氣管柱

筆者提出一種海域天然氣水合物試采井筒中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)管理方法。該方法的主體思想是“允許生成，防止堵塞”，即在不影響產(chǎn)出流體流動(dòng)的情況下可以允許水合物在管柱中少量生成，以此保證在計(jì)劃的試采時(shí)間內(nèi)不會(huì)發(fā)生流動(dòng)障礙。根據(jù)已有研究成果[22,25]，當(dāng)管柱中水合物沉積層無(wú)因次厚度超過(guò)50%后，即可認(rèn)為存在水合物流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)。圖5為不同抑制劑(MEG)質(zhì)量分?jǐn)?shù)下的最大水合物沉積層厚度生長(zhǎng)情況。從圖中可知，隨著水合物熱力學(xué)抑制劑質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，管柱中的水合物沉積層生長(zhǎng)減慢，達(dá)到臨界水合物流動(dòng)障礙厚度所需的時(shí)間越長(zhǎng)，這意味著處于流動(dòng)安全的時(shí)間也越長(zhǎng)，故根據(jù)不同的試采時(shí)間需求可以選擇相應(yīng)質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水合物抑制劑。相比于完全防止水合物生成的方法，該方法可以有效降低水合物抑制劑的注入量，但該方法比較適用于短期試采情況。

圖5 不同抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)下最大水合物沉積層厚度變化Fig.5 Variation of the maximum hydrate deposition layer thickness at different inhibitor mass fraction

對(duì)于較長(zhǎng)時(shí)間的試采工況，筆者進(jìn)一步提出間歇性注入水合物抑制劑的方法來(lái)防止試采井筒中的水合物流動(dòng)障礙，即在管柱中出現(xiàn)流動(dòng)障礙征兆前可不用注入水合物抑制劑，而一旦出現(xiàn)流動(dòng)障礙征兆就通過(guò)注入較高質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水合物抑制劑來(lái)消除風(fēng)險(xiǎn)。通過(guò)注入較高質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水合物抑制劑可以分解井筒內(nèi)壁上形成的水合物沉積層，以此逐步消除水合物流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)。圖6為間歇性注入水合物抑制劑條件下管柱中的最大水合物沉積層厚度變化情況。從圖中可知，通過(guò)采用該方法可以使井筒中的水合物流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)長(zhǎng)期維持在較小范圍內(nèi)，從而保證試采井筒中的流動(dòng)安全。

圖6 間歇注入抑制劑條件下最大水合物沉積層厚度變化Fig.6 Variation of the maximum hydrate deposition layer thickness under intermittent inhibitor injection

上述方法可以進(jìn)一步發(fā)展為間歇性注入不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)的抑制劑，即在前期注入較低質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水合物抑制劑來(lái)減緩采氣管柱內(nèi)的水合物沉積層生長(zhǎng)速率，當(dāng)出現(xiàn)水合物流動(dòng)障礙征兆后再通過(guò)注入較高質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水合物抑制劑來(lái)消除流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)。圖7為前期注入不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)抑制劑條件下的最大水合物沉積層厚度的變化情況。從圖中可以看出，采取間歇性注入不同抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)的方法可以顯著延長(zhǎng)井筒中的流動(dòng)安全時(shí)間。同時(shí)，前期注入的水合物抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，采氣管柱中的最大水合物沉積層達(dá)到流動(dòng)障礙臨界厚度所需的時(shí)間越長(zhǎng)，即安全流動(dòng)時(shí)間越長(zhǎng)。在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施過(guò)程中，可以根據(jù)需要采取不同的水合物抑制劑注入頻率及質(zhì)量分?jǐn)?shù)，以此保障海域天然水合物試采過(guò)程中的井筒流動(dòng)安全。

圖7 抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)水合物沉積層厚度的影響Fig.7 Effect of inhibitor mass fraction on hydrate deposit thickness

此外，由于甲烷具有比熱容小、易于加熱的性質(zhì)，提出通過(guò)加熱的方法來(lái)防治采氣管柱中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。由于泥線附近井段是發(fā)生水合物二次生成的高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域，故采取對(duì)其附近管柱段進(jìn)行加熱。

圖8 不同加熱長(zhǎng)度下采氣管柱中水合物二次生成區(qū)域Fig.8 Distribution of hydrate reformation region in gas production pipe at different heating lengths

圖8為將不同長(zhǎng)度管柱加熱至8 ℃條件下的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)分布變化。從圖中可知，即使采用該方法對(duì)采氣管柱底部氣體加熱的溫度只有8 ℃，但對(duì)管柱中水合物二次生成的防治效果是十分明顯的。對(duì)采氣管柱底部加熱的長(zhǎng)度越長(zhǎng)，管柱中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。在加熱溫度為8 ℃條件下，當(dāng)采氣管柱底部加熱的長(zhǎng)度達(dá)到100 m后，整個(gè)采氣管柱中在不注入水合物抑制劑條件下也將不滿足水合物二次生成條件。經(jīng)分析，雖然泥線附近采氣管柱中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)較高，但其中的水合物二次生成過(guò)冷度較小，故只需稍微提高其中溫度就可有效避免水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)，以此避免需大幅提高溫度而導(dǎo)致加熱器失效或效果不明顯等問(wèn)題。因此在采氣管柱底部增加加熱長(zhǎng)度可以有效提高水合物二次生成防治效率。

在上述方法的基礎(chǔ)上，可將采氣管柱底部加熱與水合物熱力學(xué)抑制劑注入這2種方法進(jìn)行復(fù)合來(lái)協(xié)同防治水合物二次生成，如圖8所示。從圖中可知，通過(guò)2種方法的復(fù)合，在采氣管柱底部加熱長(zhǎng)度為50 m和水合物抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的條件下即可滿足采氣管柱中的水合物二次生成防治要求。該復(fù)合防治方法一方面可以降低水合物熱力學(xué)抑制劑用量，另一方面可以降低對(duì)加熱器功率的要求，以此提高采氣管柱中的水合物二次生成和流動(dòng)障礙防治效率。

3.2.2 采水管柱

在低產(chǎn)水量條件下，采水管柱中可能存在水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)。由于采水管柱中的壓力分布主要受電潛泵功率影響，筆者提出通過(guò)在采水管柱中部增加電潛泵的方法來(lái)預(yù)防水合物二次生成。圖9為產(chǎn)水量150 m3/d條件下采用該方法時(shí)采水管柱中的水合物二次生成區(qū)域和壓力分布。從圖中可知，通過(guò)在采水管柱中部增加電潛泵，可以有效降低整個(gè)采水管柱中的壓力分布，進(jìn)而提高滿足水合物二次生成的溫度要求。通過(guò)采用該方法，整個(gè)采水管柱中的溫度均高于水合物相平衡溫度，這意味著采水管柱中不滿足水合物二次生成條件。上述結(jié)果表明，該方法可以實(shí)現(xiàn)采水管柱中水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)的有效預(yù)防。

圖9 雙泵條件下采水管柱中水合物二次生成區(qū)域分布Fig.9 Distribution of hydrate reformation region in water production pipe under condition of two pumps

為防止采水管柱中由水合物二次生成引發(fā)的流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)，考慮防治成本、場(chǎng)地要求及可行性等因素，也可以選擇注入低劑量的動(dòng)力學(xué)抑制劑或者是防聚劑。動(dòng)力學(xué)抑制劑可以延長(zhǎng)水合物生成的誘導(dǎo)時(shí)間，以此可以使采水管柱中的氣泡在完全生成水合物前就運(yùn)移出管柱中的水合物二次生成區(qū)域，進(jìn)而有效降低或避免水合物流動(dòng)障礙的形成風(fēng)險(xiǎn)[28-29]。防聚劑則可以減少水合物顆粒間聚集，增強(qiáng)水合物漿液的流動(dòng)性，進(jìn)而有效降低或避免采水管柱中水合物流動(dòng)障礙的發(fā)生[30]。不同于熱力學(xué)抑制劑高在質(zhì)量分?jǐn)?shù)要求，動(dòng)力學(xué)抑制劑或者防聚劑在較低質(zhì)量分?jǐn)?shù)下就可起到有效的水合物流動(dòng)障礙防治作用，故兩者均可適用于海域天然氣水合物采水管柱中的水合物流動(dòng)障礙防治。

4 結(jié) 論

(1)海域天然氣水合物試采井筒中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)受產(chǎn)量及降壓策略等不同因素的共同影響。產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量越低，采氣和產(chǎn)水管柱中的水合物二次生成風(fēng)險(xiǎn)會(huì)越高。

(2)采氣管柱中水合物二次生成過(guò)冷度越大，管柱內(nèi)壁上的水合物沉積層生長(zhǎng)越快，發(fā)生水合物流動(dòng)障礙的風(fēng)險(xiǎn)越高；水合物熱力學(xué)抑制劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，管柱中的水合物沉積層生長(zhǎng)越慢，發(fā)生水合物流動(dòng)障礙所需的時(shí)間越長(zhǎng)。

(3)針對(duì)海域天然氣水合物試采井筒中的水合物流動(dòng)障礙防治，對(duì)于采氣管柱，可以采取注熱力學(xué)抑制劑、加熱及兩者復(fù)合的方法；對(duì)于采水管柱，可以采取增加電潛泵或者注入低劑量的動(dòng)力學(xué)抑制劑或防聚劑的方法。