天然气水合物射流破碎工具及其配套工艺技术
王国荣1, 钟林1, 周守为2,3, 刘清友3,4, 李清平5, 付强5, 王雷振1, 黄蓉1, 王广申1, 李学峰1
1.西南石油大学机电工程学院
2.中国海洋石油总公司
3. “油气藏地质及开发工程”国家重点实验室·西南石油大学;
4.西华大学流体机械及动力机械教育部重点实验室
5.中海油研究总院
通信作者:钟林,1985年生,实验师,博士;主要从事天然气水合物射流破碎工艺及技术等方面的研究工作。地址:(610500)四川省成都市新都区新都大道8号。电话:(028)83037227。E-mail: zhonglin858296@163.com

作者简介:王国荣,1977年生,教授,博士生导师,博士;现主要从事天然气水合物开采工艺、技术及配套工具等方面的研究工作。地址:(610500)四川省成都市新都区新都大道8号。电话:(028)83037227。ORCID: 0000-0001-5230-8902。E-mail:swpi2002@163.com

摘要

针对中国海洋天然气水合物(以下简称水合物)储藏埋藏浅和胶结性弱的特点,急需开发一系列保障水合物安全、经济、绿色、高效开采的工艺技术和配套工具。为此,提出了一种在不改变水合物储层温度和压力条件下的射流破碎流化开采水合物的技术思路,同时,开展了射流破碎水合物配套喷嘴工具的设计、室内实验与优化。进而基于室内实验探索了喷嘴射流破碎工作压降、排量、上提下放喷嘴速度和趟数等施工参数与破碎水合物孔眼直径和破碎速率之间的关系,建立了水合物射流破碎流化开采工艺现场施工工程图版。在中国南海荔湾3井采用该方法进行了生产验证。结果表明:①水合物射流破碎流化开采工艺技术提高了水合物开采生产效率、保护了储层底层安全,降低了水合物开采能耗;②水合物射流破碎喷嘴工具破碎形成的孔径规整、破碎颗粒返排效果好,无领眼时喷嘴射流破碎下放速度不超过7.1 m/h;③水合物射流破碎流化开采工程图版解释了射流破碎工况和施工参数对射流破碎水合物孔径和破碎速率的影响规律,为水合物试采施工工艺参数选择提供了参考;④水合物射流破碎流化工艺在荔湾3井试采成功,验证了射流破碎流化开采工艺的可行性和其应用于水合物商业开采的广阔前景。

关键词: 天然气水合物; 射流破碎; 流化开采; 多功能喷嘴; 破碎效果; 工艺参数; 试采施工图版; 中国南海; 荔湾3井
Jet breaking tools for natural gas hydrate exploitation and their support technologies
Wang Guorong1, Zhong Lin1, Zhou Shouwei2,3, Liu Qingyou3,4, Li Qingping5, Fu Qiang5, Wang Leizhen1, Huang Rong1, Wang Guangshen1, Li Xuefeng1
1. College of Mechatronic Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu, Sichuan 610500, China
2. China National Offshore Oil Corporation, Beijing 100010, China
3. State Key Laboratory of Oil & Gas Reservoir Geology and Development Engineering//Southwest Petroleum University, Chengdu, Sichuan 610500, China;
4. MOE Key Laboratory for Fluid Machinery and Power Machinery, Xihua University, Chengdu, Sichuan 610039, China
5. CNOOC Research Institute, Beijing 100027, China
Abstract

Marine natural gas hydrate (NGH) reservoirs in China are characterized by shallow burial depth and weak cementing. In view of these characteristics, it is in an urgent need to develop a series of technologies and support tools to ensure safe, economical, green and efficient NGH exploitation. In this paper, a new technical idea of NGH jet breaking and fluidization exploitation without changing the temperature and pressure conditions of NGH reservoirs was proposed, and the support nozzle tools for NGH jet breaking was designed, experimentally tested and optimized. Then, the relationships between the jet breaking parameters of nozzles (e.g. working pressure drop, flow rate, and upward and downward moving velocity and frequency) and the pore diameters and breaking rates of broken NGH were investigated based on laboratory tests, and the field construction engineering charts of NGH jet breaking and fluidization exploitation were established. Finally, this method was practically verified at Well Liwan 3 in the South China Sea. And following research results were obtained. First, the NGH jet breaking and fluidization exploitation technology can increase the production efficiency of NGH exploitation, protect the safety of reservoir bottom and reduce the energy consumption of NGH exploitation. Second, by using the nozzle tools of NGH jet breaking, the generated pore diameters are regular, broken particles can flow back well, and the lowering velocity of jet breaking without pilot holes is less than 7.1 m/h. Third, the engineering charts of NGH jet breaking and fluidization exploitation interpret the influential laws of jet breaking behaviors and construction parameters on the pore diameters and breaking rates of NGH so as to provide a reference for the selection of NGH production test technology parameters. And fourth, the successful implementation of the NGH jet breaking and fluidization technology in the production tests of Well Liwan 3 verifies the feasibility of NGH jet breaking and fluidization exploitation process, and exhibits its promising application prospects in NGH future commercial exploitation.

Keyword: Natural gas hydrate; Jet breaking; Fluidization exploitation; Multi-functional nozzle; Breaking effect; Technological parameter; Construction chart; Production test; South China Sea; Well Liwan 3

天然气水合物(以下简称水合物)特别是海洋水合物是目前尚未开发的储量最大的一种新能源, 其储量相当于全世界已知煤炭、石油和天然气等能源储量的两倍[1, 2], 但要实现水合物有效可控的商业开采是目前全世界面临的难题[3, 4]。水合物传统开采方法中的降压法、热敷法、化学抑制剂法和CO2置换开采法的自身特点和缺点表明其目前适用于海洋非成岩水合物储藏的商业开采[5, 6, 7, 8, 9, 10]。根据海洋水合物产量大于等于10× 104 m3/d的可商业开采标准计算, 其中水合物储层厚度为60 m, 储层中水合物的比例按30%~40%计算, 日开采水合物储层辐射半径范围介于2.84~3.28 m, 水合物的采空区会易产生储层坍塌和海底滑坡等地质灾害问题[11, 12]。因此要实现水合物安全、经济、绿色和高效开采, 就迫切需要提出一种全新的水合物开采工艺技术, 同时开展其配套工具的优化设计[13]。伍开松针对水合物的固态流化开采技术, 设计了一种全新的海底水合物采掘钻头[14]。周守为院士提出并研制了一种三维可视水合物开采模拟实验系统, 为水合物试采及深水工程的研究提供技术路线[15]。基于此, 该研究提出了一种水合物射流破碎流化开采新技术, 同时开展了水合物射流破碎配套喷嘴工具的设计与优化, 为水合物射流破碎流化开采工艺提供了现场施工工程图版, 并且基于水合物的试采成功论证了射流破碎流化开采技术的可行性及其应用前景。

1 水合物射流破碎流化开采工艺及射流破碎方案设计

该工艺的优点是不主动改变水合物储层的温度和压力条件, 因此其可显著提高采掘破碎过程中水合物储层的安全性。通过隔水管和封隔器组合建立海面综合处理、分解平台与海底盖层入泥管线的连接通道, 然后通过连续油管连接水合物浆体上返装置、喷射破碎采掘工具、井下分离器、泥沙回填装置及机械破碎等工具串进行水合物射流破碎流化开采工艺的实施[16]。该方法是利用前端采掘破碎工具打领眼井, 然后在领眼与射流破碎井筒之间设计圆锥形过渡段以利于破碎颗粒的上排, 通过连续油管下放喷嘴进行射流破碎与流化, 井下分离, 水合物流化浆体的立管上输和泥沙回填固化储层, 完成射流破碎流化开采工艺的流程。该开采工艺用喷嘴射流破碎采掘水合物, 不需要主动打破水合物储层的压力和温度平衡状态, 既提高了水合物开采的生产效率、保护了储层的底层安全, 又降低了水合物开采的能耗。

1.1 水合物射流破碎方案

射流破碎的喷嘴直接与连续油管相连可解决喷嘴流量受螺杆泵排量限制的问题, 射流破碎喷嘴结构的具体思路如图1所示, 首先开展单喷嘴的结构设计, 然后基于优化的单喷嘴结构开展不同排量、压降及上提下放速度和次数下喷嘴孔眼排列及布置方式对射流破碎辅助携岩上返能力、射流孔经规则度和射流孔径大小的影响规律研究, 最终得到水合物射流破碎流化开采的工程施工图版。

图1 水合物射流破碎的方案思路图

1.1.1 单喷嘴结构的设计

图2-a、2-b为设计的两种单喷嘴结构二维截面示意图, 一种是单喷嘴的孔眼处无倒角, 一种是单喷嘴的孔眼处有倒角。当入口压力为4.36 MPa, 出口为大气压边界条件下, 两种单喷嘴结构的速度分布云图如图2-c、2-d所示, 其中喷嘴L/d影响射流破碎, 倒角参数(l× β )影响射流是否发散, 喷嘴出口无倒角的流场分布集中, 有助于射流破碎形成井眼, 其主要调节射流破碎的半径; 当喷嘴出口处布置倒角时, 出口的流场分布区域发散, 其有助于携岩上返。

图2 单喷嘴结构的二维图及仿真分析速度分布云图

1.1.2 射流喷嘴孔眼结构及排列的设计

为了使射流破碎的喷嘴结构更有利于工程应用, 基于优化的单喷嘴结构, 开展了射流喷嘴孔眼结构及排列的设计。喷嘴孔眼结构与排列的设计示意图如图3所示, 喷嘴的最上端返排孔口一排共6个, 与轴线夹角为15° ; 喷嘴最前端沿轴线方向布置一个孔眼, 喷嘴前端与轴线45° 方向一排6个; 喷嘴侧面法向三排[共18(3× 6)个孔口均匀分布, 每两个之间周向夹角为20° , 每相邻两孔的轴向距离为10 mm], 有助于周向均匀破碎, 均无倒角; 孔口直径均为2 mm, 最前端45° 的射流孔口和返排孔口均开1× 1 mm的倒角。

图3 喷嘴孔眼结构与排列的设计示意图

1.2 水合物射流破碎的实验测试

为了确定所设计喷嘴射流破碎水合物的破碎效率, 制订工作图版, 供现场施工参数选择参考, 验证喷嘴射流破碎水合物作用下破碎颗粒上返效果, 验证喷嘴的工作性能确定合理的喷嘴结构, 开展了水合物射流破碎的室内实验测试研究。

1.2.1 水合物射流破碎的实验设计

水合物射流破碎的室内实验台架设计如图4所示, 其主要组成部分有固定底座、液压油缸、固定连续油管支架、连续油管、射流喷嘴和冻土样品组成。其工作原理是底座固定液压油缸、固定连续油管支架固定连续油管、液压油缸的活塞调控固定连续油管上提下放, 从而实现喷嘴射流破碎过程中上提下放趟数和速度的控制; 射流破碎的压力和排量通过连接连续油管的海面综合处理平台调控, 基于所设计的室内水合物射流破碎实验台架, 可开展上提下放趟数、速度, 射流破碎压力、排量(Q)或上返速度(u)等因素对喷嘴射流破碎水合物孔眼的规则度、孔径(D)、破碎效率和破碎颗粒返排效果影响规律的实验研究。

图4 水合物射流破碎实验设计示意图

1.2.2 冻土样品的制备与喷嘴的加工

水合物替代样品冻土是由黏土加细砂均匀混合后加水冷冻而成, 制备冻土样品的规格尺寸为直径600 mm、高度900 mm。试样中间的领眼直径为100 mm, 领眼的深度介于780~830 mm范围(图5-a所示)。喷嘴结构的加工实物图如图5-b所示。

图5 制备的冻土样品及优化喷嘴加工的三维图

1.2.3 喷嘴优化前后射流破碎后孔径规整度的对比

优化前喷嘴射流破碎的孔径形状如图6-a~c所示, 其形状主要为花瓣形, 且不规整; 优化后喷嘴射流破碎的孔径形状如图6-d~f, 其形状主要为圆形, 且比较规整。通过对比发现优化后的喷嘴结构提高了射流破碎冻土孔径的规整度。

图6 喷嘴射流破碎后孔径规整度的对比图

1.2.4 射流破碎冻土的孔径及颗粒返排效果

无领眼冻土样品为实心样品, 有领眼冻土样品是中心为Ø 100 mm空心冻土样品(如图5-a所示)。该实验方案是实验前喷嘴下放至射流孔口(冻土试样中心)与冻土试样上平面齐平位置, 开泵并控制喷嘴匀速下放, 在此过程中记录泵的排量与压力, 同时每隔30 s用量筒取返出液一次, 待喷嘴下放至距离试样底部150 mm预留高度后, 停泵同时结束计时, 用泵排出射流破碎冻土样品孔眼中的泥水, 测量并记录孔径参数和返排粗细颗砂的沉积效果。图7分别为有无领眼情况下喷嘴射流破碎冻土的孔径随下放速度的变化。从图7可以看出, 当冻土无领眼时, 在排量500 L/min, 射流压力4.3 MPa工况下, 随下放速度的增加, 射流破碎的孔径是逐渐降低, 且当下放速度低至7.1 m/h时, 射流破碎的孔径可以达到实际试采的极限孔径500 mm, 即针对一次射流破碎, 建议喷嘴射流破碎的下放速度不超过7.1 m/h; 当冻土样品领眼直径为100 mm, 在排量430 L/min, 泵压4.3 MPa工况下射流破碎孔径随下放速度的变化规律为下放速度越快射流破碎的孔径越低, 即在实际的试采射流破碎过程中, 上提下放速度的优化是实现特定破碎孔径的重要参数。

图7 喷嘴射流破碎孔径对比图

射流破碎返排泥沙混合物取样结果如图8-a所示, 先后取样从左到右依次放置, 随着钻井深度的增加, 虽然总体固相颗粒含量增加, 但固相颗粒中粗砂的含量是逐渐降低, 细颗粒含量逐渐增多, 因此在水合物开采过程中应注意调控地层粗砂颗粒的含量, 同时做好预防粗砂颗粒沉积的有效应对措施, 从而为后续水合物固相颗粒与泥沙的井下原位分离做前期准备。考虑到实际实验过程中加装的防喷溅的防护罩和实际作业中领眼与扩孔段交界面处较为相似, 均存在返出液流道不规则的情况, 影响颗粒的返出。因此建议在领眼与射流破碎形成的井筒之间添加圆锥形状的过渡段, 增加破碎颗粒在返排过程中流场的顺滑, 具体设计如图8-b所示。

图8 喷嘴破碎水合物过程中返排粗细颗粒砂沉积效果和射流破碎锥形过渡段示意图

2 水合物射流破碎流化开采的工程图版

通过大量的室内实验探索了喷嘴射流破碎工作压降(4.36 MPa)、排量(300 L/min、400 L/min、450 L/min、500 L/min)、上提下放喷嘴速度和趟数与破碎水合物孔眼直径(500 mm)和破碎速率间的变化机理, 实验结果如图9所示, 揭示了试采水合物工程施工中不同破碎孔径和破碎速率下所需要的施工工艺参数范围, 为实际的水合物射流破碎固态流化试开采提供技术支撑。

图9 射流破碎孔径受不同排量和起下喷嘴速度的影响曲线图

(1)由图9-a可知, 在上提下放喷嘴速度为8 m/min工况下, 实验排量分别为300 L/min、400 L/min、450 L/min、500 L/min时, 测试实现的射流破碎孔径对应的上提下放喷嘴施工趟数分别为10、8、7和5趟。

实验测试结果表明, 当排量一定时, 射流破碎冻土孔眼直径随上提下放趟数的增加逐渐增加, 且实验数据拟合曲线表明, 射流喷嘴破碎冻土孔眼直径与上提下放趟数呈指数递增关系, 同时喷嘴射流破碎的排量越大, 孔眼直径随上提下放趟数的递增效率越大。

喷嘴射流破碎冻土效率变化规律为相同上提下放趟数下, 排量越大, 喷嘴射流破碎冻土的效率越高; 随上提下放喷嘴趟数的增加, 呈现先增大后降低然后再增 大最后逐渐降低的趋势(图9-c)。分析认为:①初始喷嘴沿领眼射流破碎时, 虽破碎冻土的作用力较大, 但由于孔眼较小破碎岩屑携岩上返受限, 破碎效率较低; ②随扩孔孔径增大, 喷嘴射流破碎的速度和压力场在孔眼井壁处达到使冻土直接产生塑性变形的阀值; ③当上提下放趟数达到7趟时, 喷嘴射流破碎效率出现回升然后又下降的趋势, 该原因主要是破碎井眼周围冻土弹性变形累加产生塑性变形的结果。

(2)由图9-b可知, 当排量介于450~460 L/min, 实验起下速度分别为3.5 m/min、8.0 m/min、10.0 m/min时, 测试表明, 上提下放喷嘴趟数相同时, 起下喷嘴速度越低射流破碎的孔眼直径越大。不同起下喷嘴速度下射流破碎速率随上提下放趟数的变化与不同排量下喷嘴射流破碎速率随上提放下趟数呈现相同的规律(图9-d)。

3 水合物射流破碎流化试采及应用前景

基于水合物射流破碎流化开采工艺和喷嘴射流破碎的室内实验形成的水合物试采工程图版, 水合物射流破碎固态流化试开采在荔湾3井实施成功[16], 其标志着我国在水合物开采领域又取得了突破性进展, 实现了我国在水合物勘探试开采领域的国际领先地位, 完全自主创新研发的水合物射流破碎工具及其配套工艺技术, 成功实现了全球首次水合物固态流化试开采, 为实现水合物安全可控的商业性开发提供了前期的技术储备, 对保障国家能源的供给侧安全, 推动绿色能源的开采、建设海洋强国具有广大而深远的意义, 为我国未来占领全球能源发展的战略制高点提供了技术支撑。

4 结论

1)针对我国水合物储藏埋藏浅和胶结性弱的特点, 该研究创新性提出了一种水合物射流破碎的流化开采工艺, 该开采工艺用喷嘴射流破碎采掘水合物, 不需要主动打破水合物储层的压力和温度平衡状态, 既提高了水合物开采的生产效率、保护了储层的底层安全, 又降低了水合物开采的能耗和相态变化控制的难题。

2)基于所设计的水合物射流破碎室内实验测试方案, 结合喷嘴的结构、尺寸和孔眼排列及对射流破碎水合物孔径规整度和破碎颗粒返排效果的优化, 研制了一种多功能的水合物射流破碎开采工具喷嘴, 实现水合物射流破碎试采工具和技术的自主研发。

3)基于自主研制的射流破碎喷嘴工具和室内测试实验, 解释了射流破碎工况和施工工艺参数对射流破碎水合物孔径和破碎速率的影响规律, 建立了水合物射流破碎流化开采工程图版, 为水合物试采中施工工艺参数选择提供参考, 同时提高了水合物试采的安全可控性、降低了开采的能耗。

4)水合物射流破碎的流化工艺在荔湾3井试开采的实施成功, 验证了水合物射流破碎流化开采工艺的可行性和其应用于水合物商业开采的广阔前景。

The authors have declared that no competing interests exist.

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