全球首次海洋天然气水合物固态流化试采工程参数优化设计
周守为1, 赵金洲1, 李清平2, 陈伟3, 周建良2, 魏纳1, 郭平1, 孙万通1
1.“ 油气藏地质及开发工程”国家重点实验室·西南石油大学;
2. 中海油研究总院
3. 中国海洋石油总公司
通信作者:魏纳,副教授,西南石油大学“海洋天然气水合物开发协同创新中心”副主任。电话:13518163748。ORCID: 0000-0001-7045-5519。E-mail:weina8081@163.com

作者简介:周守为,1950年生,中国工程院院士,教授,博士,本刊第八届编委会顾问、《Natural Gas Industry B》编委会委员;主要从事天然气水合物绿色钻采理论及实验研究工作。地址:(610500)四川省成都市新都区新都大道8号。ORCID: 0000-0002-6822-5543。

摘要

我国南海的天然气水合物(以下简称水合物)90%以上都属于非成岩矿体,常规方法难以开采。周守为院士创新性提出了高效开发该类水合物矿体的革命性技术之一——固态流化法,并在中国南海神狐海域依托国内自主知识产权的技术、装备和工艺等,成功试采了该类水合物。在流化试采过程中,井底射流破碎水合物矿体至细小颗粒并随钻井液向上返出,含水合物固相颗粒在温度升高、压力降低至受施工参数影响的、区别于常规静态相平衡曲线的动态相平衡状态时发生分解,使得环空液固流动变为复杂气液固多相流动,井控安全要求极高,需要对施工参数优化设计。为此,基于目标区块工程地质特征并结合复杂井筒多相流动分析,对该工程参数进行优化设计,建立了复杂介质井筒多相流动、温度、压力以及水合物相平衡、分解理论模型和数值计算方法,通过数值仿真、软件仿真以及实验验证,对不同施工参数下的流化试采井筒多相流动进行了分析,形成了海洋天然气水合物流化试采现场工程参数优化设计方法及方案:井底射流流化井段直径不宜过大,应适当提高钻井液排量、密度、施加井口回压,以保证安全携岩和降低井控风险。该基础理论研究成果为现场施工以及试采产能的提升提供了重要技术保障。

关键词: 海洋; 天然气水合物; 非成岩; 固态流化; 试采; 射流破碎; 井筒多相流; 工程参数; 数值仿真; 优化设计; 中国; 南海神狐海域
Optimal design of the engineering parameters for the first global trial production of marine natural gas hydrates through solid fluidization
Zhou Shouwei1, Zhao Jinzhou1, Li Qingping2, Chen Wei3, Zhou Jianliang2, Wei Na1, Guo Ping1, Sun Wantong1
1.State Key Laboratory of Oil & Gas Reservoir Geology and Exploitation//Southwest Petroleum University, Chengdu, Sichuan 610500, China;
2. CNOOC Research Institute, Beijing 100027, China
3. China National Offshore Oil Corporation, Beijing 100010, China
Abstract

More than 90% of natural gas hydrates (hereinafter, hydrate for short) in the South China Sea are non-diagenetic ore bodies, so they cannot be exploited easily by means of the conventional methods. In this paper, the solid fluidization method, as one of the revolutionary technologies in efficient exploitation of non-diagenetic natural gas hydrates, was, for the first time, put forward by Academician Zhou Shouwei. And it is successfully applied s in Shenhu of the South China Sea based on the technologies, equipment and processes which rely on domestic independent intellectual property rights. During the production test of fluidization, the ore bodies of hydrates are broken by the jet at the bottom hole into fine particles and carried upward by the drilling fluid. When the phase equilibrium state is reached with the increase of temperature and the decrease of pressure affected by the operation parameters, which is different from conventional phase equilibrium state, the hydrates bearing solid particles are decomposed, and consequently liquid-solid flow in the annulus becomes complex gas-liquid-solid multiphase flow. Therefore, it is necessary to optimize the construction parameters design so as to meet the high-level requirements of well control safety. In this paper, the engineering parameters are optimally designed based on the engineering geological characteristics of the target block, combined with the analysis on complex multiphase flow in the wellbore. Then, a theoretical model and a numerical calculation method for the multiphase flow, temperature and pressure of complex media in wellbores and the phase equilibrium and decomposition of natural gas hydrates were established. And the multiphase flow in the wellbore during the production test of fluidization was analyzed under different operating parameters by means of numerical simulation, software emulation and experimental verification. And thus, the design optimization scheme of on-site engineering parameters of production test of marine natural gas hydrate fluidization was prepared. It is pointed out that the diameter of jet fluidization well section shall not be excessively large; and that it is necessary to increase the flow rate and density of drilling fluid and apply wellhead back pressure to ensure the cutting carrying safety and to mitigate well control risks. The results of this basic thoretical study can provide significant support to field operation and improvement of output in production tests.

Keyword: Natural gas hydrate; Non-diagenetic; Solid fluidization; Production test; Jet breakup; Multiphase flow; Engineering parameter; Numerical simulation; Optimal design; China; Shenhu sea area; South China Sea
0 引言

天然气水合物(以下简称水合物)作为一种新型的清洁能源一直备受关注[1], 据估计, 陆地上20.7%和深水海底90%的地区具有形成水合物的有利条件[2], 其中海洋水合物储量巨大, 保守估计总量达2.83× 1015m3, 是陆地资源量的100倍[3], 它被认为是21世纪最有潜力的接替能源。国土资源部等勘探初步圈定我国南海11个潜在水合物赋存区域, 远景资源量约680× 108t, 其中非成岩的占90%以上(图1)。

图1 非成岩天然气水合物图(a、b)

针对海洋水合物的开采, 常规方法采用降压、注热、注剂、置换等使水合物在井底释放出天然气并采出[4, 5, 6, 7, 8], 而所面临的井筒安全、生产控制、环境风险等问题极为严重[9]。海洋水合物流化试采是通过井底射流将水合物储层破碎成细小颗粒, 经流化后的含水合物固相颗粒随钻井液沿井筒向上返出至海面平台, 最后分离得到天然气(图2)。具体施工流程为:海洋钻井至水合物目的层位后, 采用钻杆固井方式固井, 并在钻杆中下入连续油管钻穿井底钻头, 然后采用喷射短节在井底射流破碎水合物至细小颗粒, 并将水合物颗粒携带出井筒, 尔后分离出天然气。由于整个工业过程在海底水合物矿区域进行, 未改变水合物的温度、压力条件, 从而海底水合物不会大量分解, 从而实现了原位固态开发, 避免水合物分解可能带来工程地质灾害和温室效应; 同时, 该方法利用了水合物在传输过程中温度、压力的自然变化, 实现在密闭井筒范围内可控有序分解。因此, 此方法可以有效解决常规开采方法所面临的井底出砂、水合物无序分解等问题, 实现了海洋水合物的安全、高效、绿色钻采。

图2 海洋水合物流化试采示意图

1 海洋水合物流化试采理论模型

海洋水合物固态流化试采中, 随着水合物颗粒沿井筒不断上返, 连续油管与钻杆之间的环空温度不断升高、压力不断降低, 达到相平衡状态时水合物颗粒会发生分解, 产生的大量气体使环空液— 固流动变为复杂气— 液— 固多相流动; 复杂多相流对水合物颗粒在环空中的分解进一步产生影响, 此环空流动中管流特征参数变化伴随相态演变规律, 其复杂程度不同于常规油气钻井。

1.1 复杂介质井筒多相流动模型

海洋水合物流化试采过程中, 为了实现环空多相流动计算, 考虑水合物颗粒分解产气、液的影响, 建立了气相和液相质量守恒方程[10, 11, 12]

同时, 建立了气液固混合动量方程[13]

式中ρ gρ lρ sρ m分别表示气、液、固、混合流体密度, kg/m3; vgvlvs分别表示气、液、固相的运移速度, m/s; EgElEs分别表示气、液、固相含量, 无量纲; Sa表示环空截面积, m2; qgql分别表示单位长度上水合物分解产气、液速率, kg/(s· m); pa表示环空压力, MPa; λ 表示摩阻系数, 无量纲; g表示重力加速度, m/s2; t表示时间, s; z表示计算井深, m; Va表示混合液速度, m/s; DpiDcto分别表示钻杆内径、连续油管外径, m。

1.2 井筒温度模型

海洋水合物流化试采过程中, 井筒温度随井深和井筒流动工况而变化[14, 15, 16, 17], 考虑水合物分解热的影响, 根据导热关系建立连续油管和环空中温度模型如下:

式中TctTa分别表示连续油管、环空中流体温度, K; ρ m表示混合流体密度, kg/m3; vm表示混合流体流速, m/s; cm表示混合流体比热容, J/(kg· K); Dcti表示连续油管内径, m; qwa表示海水与环空之间的热交换, W; qact表示环空与连续油管之间的热交换, W; qfctqfa表示连续油管中和环空中流体流动摩擦产生的热量, W; qh表示水合物相变热, W。

其中, 海水温度自上而下可以分表示混合层、温跃层和恒温层, 根据我国神狐海域实际海况, 海水混合层、温跃层、恒温层垂向温度剖面为[18, 19]

式中Tw表示海水温度, K; Ta0表示海表温度, K; h表示海水深度, m; a1a2a3a4分别表示曲线拟合系数。

1.3 井筒压力模型

水合物颗粒随钻井液在环空中上返过程中, 随着其不断分解, 大量天然气析出并使环空流动变为复杂多相流动, 环空压力会随着井深变化而变化, 压力梯度方程[20, 21, 22, 23]为:

1.4 水合物相平衡模型

水合物颗粒在上升过程, 环空温度不断升高、压力不断降低, 为了判断水合物颗粒发生分解时的温度、压力即相平衡状态, 通过调研分析, Dzyuba等[24]建立了水合物相平衡模型并采用实验进行了验证, 具有准确可靠性, 故采用Dzyuba公式作为水合物相平衡模型:

式中peq表示温度Ta下甲烷气体的三相平衡压力, MPa。

1.5 水合物分解模型

假设水合物为甲烷水合物, 则水合物分解驱动力主要是由分解界面处甲烷气体在一定温度压力条件下的逸度与其在同一温度平衡压力条件下的逸度差产生的。基于Kim等[25]的研究, 水合物的分解可以分为两个过程:①水合颗粒晶体表面结构的破坏; ②甲烷气体分子在水合物颗粒表面的解吸附作用。据此建立水合物颗粒分解模型:

式中nh表示水合物物质的量, mol; th表示水合物分解时间, s; kdf表示分解速率常数, mol/(s· m2· MPa); Sh表示水合物分解表面积, m2; fa表示甲烷气体在环空温度Ta、压力pa条件下的逸度, MPa; feq表示甲烷气体在相同温度Ta、达到平衡压力peq时的逸度, MPa。

其中, 水合物分解表面积、分解速率常数、甲烷气体逸度计算如下。

1)水合物分解表面积

假设水合物颗粒为类球体, 其表面积为:

式中Ψ 表示球形度, 无量纲; dh表示水合物颗粒直径, m; Vh表示水合物颗粒体积, m3; Mh表示水合物摩尔质量, kg/mol; ρ h表示水合物密度, kg/m3

2)水合物分解速率常数

水合物的分解速率常数为:

式中kc表示水合物自身分解反应速率, mol/(s· m2· MPa); kf表示甲烷气体传质速率, mol/(s· m2· MPa)。

根据Arrhenius[26]方程, 水合物自身分解反应速率为:

式中kc0表示水合物本征分解速率常数, mol/(s· m2· MPa); Eact表示反应活化能, 根据Kim经验值取78.3 kJ/mol; R表示通用气体常数, kJ/(mol· K)。

根据Garner-Sockling[27]经验公式, 颗粒球体向流体中的传质为:

其中

式中Sh表示舍伍德数; Re表示雷诺数; Sc表示施密特数; DAB表示甲烷气体向钻井液中的扩散系数, m2/s; μ l表示液相黏度, Pa· s。

综合公式(11)可得甲烷气体传质速率为:

3)甲烷气体的逸度

气体逸度表达为[28]

式中p表示环境压力, atm(1 atm = 0.1013 MPa, 下同); Ratm表示以大气压表示的通用气体常数, atm· L· mol– 1· K– 1; T表示环境温度, K; μ μ * 分别表示气体在温度相同、压力分别为pp* 时的化学势。

由于R— K方程描述气体状态具有较好的准确性和便捷性, 因此本文采用R— K状态方程[29]

式中V* 表示一定温度、压力条件下甲烷气体摩尔体积, 1/mol; ab分别表示R— K常数; a提供分子间吸引力的度量; b提供分子大小的尺度。

综合公式(13)和(14), 可得甲烷气体在环空温度(Ta)和环空压力(pa)、相平衡压力(peq)条件下的逸度计算公式为:

其中

式中Va* Veq* 分别表示环空温度(Ta)、压力分别表示环空压力(pa)和相平衡压力(peq)条件下甲烷气体摩尔体积, 1/mol。

2 海洋水合物流化试采仿真与实验分析
2.1 数值仿真

为了计算海洋水合物流化试采过程中的井筒多相流动参数, 采用有限差分迭代的数值仿真方法, 计算边界条件设定为:井底处连续油管温度等于环空温度。即

式中zh表示井深, m。

数值仿真过程中空间域为环空, 时间域为井底水合物颗粒进入至其返出井筒。以环空内任意两个节点ii+1从nn+1时刻的分解动态过程为例, 说明有限差分迭代求解的过程(图3), 其中ii+1节点处在n时刻的参数为已知条件。

图3 数值模拟求解过程框图

数值仿真采用基础参数为:海洋水合物流化试采井深1 512 m, 钻杆下深1 438 m, 海水深度1 315 m, 海面温度308 K, 钻杆外径0.127 m, 连续油管外径0.051 m。

2.1.1 钻井液排量的影响

基础参数:钻井液排量分别为300 L/min、500 L/min、700 L/min和900 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3, 产气量为1 512 m3/d, 射流直径为0.3 m。通过数值仿真计算, 得到海洋水合物流化试采不同钻井液排量下的环空复杂多相流动参数(图4~6)。

图4 不同钻井液排量下环空温度、环空压力与相平衡压力、水合物颗粒物质的量随井深的变化图

图5 不同钻井液排量下环空中持气率、持液率、固相含量随井深的变化图

图6 不同钻井液排量下环空中气相速度、液相速度、固相速度随井深的变化图

图4中, 随着钻井液排量增大, 环空与海水换热时间缩短, 下部井段环空中流体温度升高, 井口返出流体温度降低; 环空压力由于摩阻压降的增大而升高; 由于受环空温度升高影响作用较大, 环空压力与相平衡压力曲线交点, 即水合物临界分解位置下移; 由于颗粒上返速度增大, 其分解结束位置上移。

图5和图6中, 随着钻井液排量增大, 环空中持气率、固相含量降低, 持液率升高; 气、液、固相速度均升高。井底射流流化水合物井段井径较大, 故液、固相速度和持液率较低, 固相含量较高。环空混合流体上返至水合物临界分解位置, 大量分解气将被释放, 环空中形成气、液、固多相流动, 由于上返过程中气体不断膨胀, 持气率和气、液相速度不断升高, 持液率降低; 由于固相水合物分解, 环空中固相含量有所降低。因此, 海洋水合物流化试采施工中, 应适当提高钻井液排量, 以防止环空中持气率过高所导致的井控安全问题, 同时达到安全携岩的目的。

2.1.2 钻井液密度的影响

基础参数:钻井液密度分别为1 030 kg/m3、1130 kg/m3、1 230 kg/m3和1 330 kg/m3, 钻井液排量为500 L/min, 产气量为1 512 m3/d, 射流直径为0.3 m。通过数值仿真计算, 得到海洋水合物流化试采不同钻井液密度下的环空复杂多相流动参数(图7~9)。

图7 不同钻井液密度下环空温度、环空压力与相平衡压力、水合物颗粒物质的量随井深的变化图

图8 不同钻井液密度下环空中持气率、持液率、固相含量随井深的变化图

图9 不同钻井液密度下环空中气相速度、液相速度、固相速度随井深的变化图

图7中, 随着钻井液密度增大, 井筒中摩擦产生的热量增大, 环空温度有所升高; 环空压力升高, 水合物临界分解位置上移。图8和图9中, 随着钻井液密度增大, 钻井液携岩能力增强, 井底射流流化井段持液率升高, 固相含量降低, 固相速度升高; 上部井段持气率和气、液相速度略有降低, 持液率和固相速度升高。海洋水合物流化试采施工中, 应适当采取较高的钻井液密度以提高携岩能力、保障射流试采施工安全。

2.1.3 井口回压的影响

基础参数:井口无回压和井口回压分别为0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa, 钻井液排量为500 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3, 产气量为1 512 m3/d, 射流直径为0.3 m。通过数值仿真计算, 得到海洋水合物流化试采不同井口回压下的环空复杂多相流动参数(图10~12)。

图10 不同井口回压下环空温度、环空压力与相平衡压力、水合物颗粒物质的量随井深的变化图

图11 不同井口回压下环空中持气率、持液率、固相含量随井深的变化图

图12 不同井口回压下环空中气相速度、液相速度、固相速度随井深的变化图

图10中, 随着井口回压增大, 环空中流体温度、相平衡压力不变, 环空压力升高, 水合物临界分解位置上移, 分解结束位置也上移。图11和图12中, 随着井口回压增大, 下部井段中各相含量、各项速度均保持不变; 上部井段中, 在井口回压的作用下, 气相膨胀程度降低, 持气率和气相速度明显降低, 持液率升高, 固相速度升高。海洋水合物流化试采施工中, 较高的产气量下应适当施加井口回压, 以避免环空中持气率和气相速度过高及井控安全问题的发生。

2.1.4 产气量的影响

基础参数:产气量分别为63 m3/d、630 m3/d、1008 m3/d和1 512 m3/d, 钻井液排量为500 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3, 射流直径为0.3 m。通过数值仿真计算, 得到海洋水合物流化试采不同产气量下的环空复杂多相流动参数(图13~15)。

图13 不同产气量下环空温度、环空压力与相平衡压力、水合物颗粒物质的量随井深的变化图

图14 不同产气量下环空中持气率、持液率、固相含量随井深的变化图

图15 不同产气量下环空中气相速度、液相速度、固相速度随井深的变化图

图13中, 随着产气量增大, 环空中流体温度、相平衡压力不变; 环空中混合密度降低, 因此环空压力略有降低, 水合物临界分解位置下移。图14和15中, 随着产气量增大, 由于射流流化采出的水合物颗粒等固相增多, 下部井段的固相含量升高、持液率降低; 上部井段中, 由于气体膨胀作用, 持气率和气、液相速度升高, 持液率和固相速度降低。海洋水合物流化试采施工中, 较高的流化气量可以提高单井产量, 但应控制在安全范围内并应采取提高钻井液排量、密度、施加井口回压等方法, 以保障试采安全。

图16 不同射流直径下环空中液相速度、固相速度随井深的变化图

图17 不同射流直径下岩屑体积分数的CFD仿真云图

2.1.5 射流直径的影响

基础参数:射流直径分别为0.2 m、0.3 m、0.4 m和0.5 m, 产气量为1 512 m3/d, 钻井液排量为500 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3。由于射流直径的大小仅对射流流化井段的液相携岩能力产生影响, 因此, 通过数值仿真计算, 仅对不同射流直径下的环空液、固相速度进行分析(图16)。

图16中, 随着射流直径增大, 射流流化井段环空中液、固相速度均降低。当射流直径为0.5 m时, 固相速度为负值, 说明射流直径过大时, 液相携岩能力降低, 不能达到安全携岩的要求。海洋水合物流化试采施工中, 井底射流流化井段直径不宜过大, 以防止携岩安全问题的产生。

2.2 软件仿真

为了分析海洋水合物流化试采中射流流化条件下的井筒岩屑运移情况, 采用CFD软件仿真方法, 分别在射流直径为0.2 m、0.3 m和0.5 m, 其他参数相同的条件下进行软件仿真, 得到岩屑体积分数云图如图17所示。

图17中, 随着射流直径增大, 射流流化井段环空中固相体积分数增大, 与图14对比说明液相携岩能力随射流直径的增大而降低, 流化直径最大不宜超过0.5 m, 而0.3 m较为合理。海洋水合物流化试采施工中, 应采用较小的井底射流直径, 以防止沉砂等问题。

2.3 实验验证

为了验证海洋水合物流化试采井筒多相流动参数数值仿真的准确性, 采用海洋水合物流化试采大型物理模拟实验台架[30], 根据雷诺相似原理进行实验验证海洋水合物流化试采中的管流参数:钻井液排量为500 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3, 产气量为1 512 m3/d。此工程参数下, 根据前文数值仿真可得水合物临界分解位置为670 m, 根据实验台架对640~670 m的管流上返过程进行实验, 实验中观测多相流现象如图18所示。

实验中通过每隔10 m的温度、压力监测, 以及各相含量、各相速度测试, 得到环空温度和压力、持气率和固相含量、各相速度理论与实验对比曲线如图19所示。

图19中, 对比环空温度和压力、持气率和固相含量、各相速度理论与实验值对比曲线, 可以看出各参数的理论计算与实验误差平均值较小、数据准确可靠。

3 海洋水合物流化试采工程参数优化设计及应用
3.1 工程参数优化设计

海洋水合物流化试采现场基础参数为:井深1512 m, 钻杆下深1 438 m, 海水深度1 315 m, 海面温度308 K, 钻杆外径0.127 m, 连续油管外径0.051 m, 钻井液排量分别为400 L/min、500 L/min, 钻井液密度为1 030 kg/m3, 产气量为64 m3/d, 射流直径为0.3 m。通过数值计算得到了海洋水合物流化试采现场工程参数优化设计(图20~27)。

图18 海洋水合物流化试采多相管流实验装置及实验现象图

图19 环空温度和压力、持气率和固相含量、各相速度理论与实验对比曲线图

图20 环空温度、压力、相平衡压力分布图
(排量400 L/min)

图21 水合物颗粒物质的量分布图(排量400 L/min)

图22 各相含量分布图(排量400 L/min)

图23 各相速度分布图(排量400 L/min)

图20~23中, 钻井液排量为400 L/min时, 针对海洋水合物流化试采现场工程参数, 进行优化设计可得:井底流体温度为280.3 K, 井口返出流体温度为301.2 K, 井底压力为15.6 MPa; 水合物临界分解位置为638 m, 分解结束位置为290 m; 井口最大持气率为6.010%, 井底最大固相含量为0.96%; 井口最大气相速度为1.68 m/s、液相速度为0.98 m/s, 井底最小固相速度为0.043 m/s。

图24~27中, 钻井液排量为500 L/min时, 针对海洋水合物流化试采现场工程参数, 进行优化设计可得:井底流体温度为280.5 K, 井口返出流体温度为300.9 K, 井底压力为15.7 MPa; 水合物临界分解位置为650 m, 分解结束位置为275 m; 井口最大持气率为5.054%, 井底最大固相含量为0.61%; 井口最大气相速度为1.99 m/s、液相速度为1.21 m/s, 井底最小固相速度为0.06 m/s。

图24 环空温度、压力、相平衡压力分布图
(排量500 L/min)

图25 水合物颗粒物质的量分布图(排量500 L/min)

图26 各相含量分布图(排量500 L/min)

图27 各相速度分布图(排量500 L/min)

通过海洋水合物流化试采工程参数优化设计, 可以看出:该施工参数条件下, 环空中可以达到安全携岩的要求, 固相含量维持在较低范围; 同时持气率较低, 对井控安全造成影响较小。

3.2 现场应用效果

2017年5月中旬, 全球首次针对海洋弱胶结、非成岩水合物的固态流化试采工程在南海神狐海域开始试采并成功点火(图28)。此次试采过程中, 采用了本文中的工程参数优化设计数据, 工程参数优化设计得到了成功应用, 西南石油大学在克服高温、高盐、高湿的恶劣海况条件下, 分别承担了试采总体方案制定和井下射流短接的研发, 为该工程的成功实施奠定了重要基础。5月31日, 中国工程院、中国科协以及国家自然基金委等单位的12名院士及专家鉴定一致认为“ 该试采工程全部采用国内自主研发的技术、装备和工艺完成了海洋水合物目标勘探、钻探取样、固态流化试采一体化工程设计和工程实施, 对世界水合物资源开发具有重大意义” 。

图28 海洋水合物固态流化试采项目获得成功照片(a、b)

4 结论

1)固态流化法是高效开发海洋非成岩天然气水合物矿体的革命性技术之一。在流化试采过程中, 井底射流破碎水合物矿体至细小颗粒并随钻井液向上返出, 含水合物固相颗粒在温度升高、压力降低至受施工参数影响的、区别于常规静态相平衡曲线的动态相平衡状态时发生分解, 使得环空液固流动变为复杂气液固多相流动, 井控安全要求极高, 需要对施工参数优化设计和控制。本文基于复杂井筒多相流动分析, 对全球首次海洋水合物流化试采工程参数进行优化设计, 建立了海洋水合物流化试采中的复杂介质井筒多相流动、温度、压力以及水合物相平衡、分解理论模型和数值计算方法, 通过数值、软件仿真及室内实验验证对不同施工参数下的流化试采井筒多相流动进行分析, 形成了海洋水合物流化试采现场工程参数优化设计方法及试采方案。

2)随钻井液排量增大, 环空温度、压力升高, 水合物临界分解位置下移, 环空中持气率、固相含量降低, 气、固相速度升高; 随钻井液密度增大, 环空温度、压力升高, 水合物临界分解位置上移, 井底射流流化井段固相含量降低、固相速度升高, 上部井段持气率和气相速度略有降低、固相速度升高; 随井口回压增大、环空压力升高, 水合物临界分解位置上移, 上部井段持气率和气相速度降低、固相速度升高; 随产气量增大、环空压力降低, 水合物临界分解位置下移, 下部井段固相含量升高, 上部井段持气率和气相速度升高、固相速度降低。

3)海洋水合物流化试采施工中, 井底射流流化井段直径不宜过大, 且应适当提高钻井液排量、密度、施加井口回压, 以保证安全携岩和降低井控风险。本研究为全球首次海洋水合物流化试采的安全施工提供了重要技术保障。

4)该试采工程全部采用国内自主研发的技术、装备和工艺, 依托自主技术、装备和工艺开展了目标区块勘探、钻探取样、固态流化试采一体化工程设计和工程实施, 对世界水合物资源高效开发具有重大意义。

The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献
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