固态流化采掘海洋天然气水合物藏破碎参数的优化设计
王国荣1, 黄蓉1, 钟林1, 王雷振1, 周守为2,3, 刘清友3,4
1.西南石油大学机电工程学院
2.中国海洋石油集团有限公司
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
通信作者:黄蓉,1994年生,女,硕士研究生;研究方向为天然气水合物射流破碎。E-mail: huangr7679@163.com

作者简介:王国荣,1977年生,教授,博士生导师;研究方向为天然气水合物开采工艺技术。地址:(610500)四川省成都市新都区新都大道8号。ORCID: 0000-0001-5230-8902。E-mail: swpi2002@163.com

摘要

选取合理的采掘破碎工艺参数和喷嘴结构参数,是实现海洋天然气水合物(以下简称水合物)藏固态流化商业化采掘的关键之一。为了分析实际工程中影响水合物射流破碎效率的因素,依托室内实验和中国南海北部荔湾3站位现场试采取得的数据,以产气量12×104 m3/d作为水合物商业开采目标,采用 k ε湍流模型开展了不同喷嘴直径、泵压等参数情况的仿真模拟分析。研究结果表明:①确定了水合物射流破碎临界速度为24 m/s时的喷嘴直径、泵压、排量关系曲线;②满足商业开采的单日水合物沉积物采掘量的破碎速度为2.48 m3/min,其所对应的射流破碎孔径为800 mm;③在喷嘴直径确定的情况下,直接提升射流排量和泵压会对工艺流程中其他零部件造成一定的损害。结论认为,所优选出的海洋非成岩水合物藏固态流化商业化采掘破碎的设计参数,为固态流化开采水合物破碎参数的优化设计提供了帮助。

关键词: 天然气水合物; 固态流化开采; 喷嘴; Fluent; 水射流; 破碎临界速度; 喷嘴直径; 泵压; 排量; 优化设计
An optimal design of crushing parameters of Marine gas hydrate reservoirs in solid fluidization exploitation
Wang Guorong1, Huang Rong1, Zhong Lin1, Wang Leizhen1, Zhou Shouwei2,3, Liu Qingyou3,4
1. School 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
Abstract

To select reasonable excavating and crushing process parameters and nozzle structure parameters is one of the key factors to realize commercial excavation of marine natural gas hydrate (hereinafter "hydrate" for short) in solid fluidization exploitation. For analyzing the factors influencing jet crushing efficiency of hydrate in actual engineering, nozzle diameter, pump pressure and other parameters were simulated and analyzed in k- εturbulence model based on the laboratory experiments and the field production test data at Liwan 3 Station in the northern South China Sea with a gas production rate of 12×104 m3/d as the target of commercial hydrate exploitation. And the following research results were obtained. First, the relationship curves of nozzle diameter, pump pressure and displacement are determined when the critical jet speed for crushing hydrate is 24 m/s. Second, the crushing rate to satisfy the daily hydrate sediment excavation of commercial exploitation is 2.48 m3/min and its corresponding jet crushing diameter is 800 mm. Third, when the nozzle diameter is fixed, other parts in the process will be damaged if jet displacement and pump pressure are increased directly. In conclusion, these selected design parameters for commercially excavating and crushing marine non-diagenetic hydrate by means of solid fluidization are conducive to the optimal design of crushing parameters of hydrate in solid fluidization exploitation.

Keyword: Natural gas hydrate; Solid fluidization; Nozzle; Fluent; Water jet; Critical crushing rate; Pump pressure; Displacement; Optimal design
0 引言

尽早实现天然气水合物(以下简称水合物)的开发利用, 是解决我国后续能源供给的有效途径[1, 2, 3]。针对我国南海水合物具有埋藏浅、胶结性差的特点, 传统的开采方法有可能导致海底非成岩水合物无序分解, 进而对水合物储层的海底结构稳定性造成影响诱发地质灾害[4, 5]

周守为院士提出了一种新的开采方法— — 固态流化开采, 形成了一种新的开采工艺。该方法利用前端采掘破碎工具打领眼井, 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, 再通过连续油管下放喷嘴进行射流破碎, 完成射流流化开采。水射流技术是近20年发展起来的一门新技术, 它是高压水通过喷嘴完成清洗、切割、破碎等各种工艺的技术[6, 7]。该工艺能够保证海底水合物压力、温度场平衡, 有效解决常规开采方法所面临的问题, 实现海洋水合物的安全、高效、绿色钻采[8]

基于固态流化开采工艺, 原中国海洋石油总公司在我国南海北部荔湾3站位依托深水工程勘察船“ 海洋石油708” , 取得全球首次成功实施海洋浅层非成岩水合物固态流化试采作业[9]。但当前并没有相关的研究对实际工程中水合物射流破碎效率的影响参数进行分析。

笔者针对喷嘴直径、泵压变化对射流破碎影响进行相应的研究, 同时基于商业开采天然气水合物12× 104 m3/d的需要, 对海洋非成岩水合物藏固态流化商业化采掘破碎参数进行分析计算。研究过程中, 根据王国荣等[10]的实验研究, 建立单喷嘴数值仿真分析确定射流破碎临界速度; 再对不同喷嘴直径、泵压条件进行数值仿真分析, 确定相关参数变化曲线; 最后结合商业开采所需产量确立一套系统的水合物的采掘工况参数, 继而为未来水合物射流破碎商业化开采的提供相关的研究基础。

1 仿真模型建立
1.1 数学模型

模拟计算中通常选用Fluent中的标准kε 湍流模型, k方程为

ε 方程为:

式中ρ 表示流体密度, k表示湍动能, ε 表示耗散率; μ 是流体的动力黏度; GKGb分别表示由于平均速度梯度和浮力引起的湍动能; YM表示可压缩湍流脉动膨胀对总耗散率的影响; xi表示坐标方向、μ i表示时均速度、μ t表示湍流黏度, σ kσ ε 表示kε 对应的prandtl数; SkSε 表示用户自定义的源项; C1ε C2ε C3ε 表示经验常数。

湍流黏性系数:

在Fluent中, Cμ 是常量, C1ε =1.44, C2ε =1.92, C3ε =0.09, 湍动能k与耗散率ε 的湍流普朗特数分别为σ k=1.0, σ ε =1.3[11, 12]

1.2 参数选择

本文建模应用喷嘴射流流场模拟试验中, 考虑到网格的精度问题, 又是二维规则模型, 所以采用四边形网格单元。综合考虑模型的计算规模和网格的计算精度, 最终以0.05的精度划分网格单元。由于本模拟实验的模型相对比较简单, 所以采用的是结构化网格, 这样可以减少运算量, 提高运算速度。

笔者使用ICEM软件对喷嘴模型进行结构化网格划分, 喷嘴模型的网格局部放大如图1所示。ABCG为喷嘴结构区域, GFEDC为流场区域, 为了能清楚地表示网格的结构, 将外流场缩短实际模型中, 外流场的宽度为300 mm, 长度达1 m。

图1 网格局部放大图

研究单喷嘴模型主要分析单喷嘴直径的变化, 忽略其他结构的影响。把射流喷嘴结构简化为图1, 喷嘴直径为2 mm, 其中AB为压力入口, BC为壁面, CDEF为压力出口, 因为射流流场为规则矩形, 因此采用对称轴模型, AGF为对称轴。边界条件定义:VOF模型、kε 方程, 入口边界条件定义为 Pressure-inlet, 出口边界条件为Pressure-outlet, 选取的泵压分别为:入口为3.0、4.3、5.0 MPa, 出口压力为0.1 MPa, 进出口紊流强度均为5%, 其他边界为壁面条件。

1.3 射流破碎实验

需要确定天然气水合物试样的临界破碎速度, 采用室内实验的方法研究水合物射流破碎, 因水合物制备较为困难, 实验条件受限, 考虑到冰与水合物力学性质较为接近[13, 14], 采用泥沙与水混合冻制的试样如图2所示, 替代真实的水合物沉积物作为水射流实验对象, 试样为圆柱状, 中间预留领眼, 用于喷射头无障碍下放, 其上安装有多个喷嘴, 该实验中所用到的喷嘴如图2所示, 该喷嘴已在2017年5月试采使用。

图2 射流破碎实验照片

实验过程中, 采用喷嘴直径2 mm, 水射流压力在3~5 MPa调节(调节幅度为0.1 MPa), 试验记录不同压力条件下的破碎腔半径。得到的破碎腔半径随水射流压力的变化如图3所示。

图3 射流压力对破碎腔半径的影响图

图3描述了水射流压力由3 MPa增至5 MPa, 破碎腔半径逐渐增加, 当射流压力达到4.3 MPa时, 破碎腔半径为250 mm, 此后随射流压力增加, 破碎腔半径基本没有变化, 因此最终喷嘴射流破碎能够达到破碎腔半径为250 mm。

根据多次实验结果分析, 射流破碎实验所能达到最远射流距离为250 mm, 由此确定4.3 MPa的射流压力所对应的射流破碎距离250 mm的速度为临界破碎速度。

1.4 临界破碎速度

天然气水合物射流破碎仿真分析时需要确定相应的天然气水合物临界破碎速度。因此, 根据天然气水合物破碎实验结果, 在没有考虑围压的情况下, 结合仿真分析得到的速度分布, 如图4所示。仿真分析过程中的其他参数为:泵压介于15~21 MPa, 调节幅度为1 MPa, 出口压力根据我国南海试采所得到的水合物分布层深度为1 420 m, 海水密度为1 005.3 kg/m3, 则计算的深海围压约为14 MPa, 计算域的尺寸相同, 进出口大小和尺寸也相同。

图4 射流压力4.3 MPa下的喷嘴速度分布图

从图4可以看出, 射流的轴向速度变化很明显, 从射流出口速度的最大值经过很短的射流距离就迅速减小。因此, 与实验结果对比, 选择压力为4.3 MPa条件下的实验数据, 以此参数作为仿真的边界条件, 通过单喷嘴仿真模拟, 得到水射流到达250 mm处的速度, 并以此速度作为能够达到破碎效果的临界速度。通过对单喷嘴射流模型的建立, 依据实验所得到的参数对比分析得到了天然气水合物试样破碎的临界速度24 m/s。

2 单喷嘴射流仿真结果分析与讨论

根据仿真分析不同泵压下5种直径喷嘴的流场变化, 以射流距离为250 mm处的临界速度(V0)为标准, 通过改变泵压、喷嘴直径(喷射压力相当于从0依次升高至7 MPa, 喷嘴直径从2 mm依次增加至6 mm), 确定满足该临界速度的喷射距离即破碎腔半径; 并通过仿真结果, 得到不同泵压、喷嘴直径对排量的影响曲线。

图5所示描述了临界速度下单喷嘴直径和泵压对射流距离的影响变化曲线。

图5 单喷嘴直径和泵压对射流距离的影响图

从图5中可以看出, 泵压对射流距离的影响有重要关系, 即当泵压小于18 MPa时, 射流距离增长速率较大, 当泵压超过18 MPa时, 射流距离随泵压的变化则增长率变缓。而相同泵压下, 随喷嘴直径的增加, 射流距离逐渐增大, 但不同泵压下, 喷嘴直径对射流距离增长率的影响并不相同, 泵压越大, 随喷嘴直径增加, 射流距离增长率越大, 其主要是由于当泵压增加到一定值时, 喷嘴直径的影响作用加大, 这时候增加喷嘴直径, 可以达到更大的破碎距离。

此外, 此处的研究结果可为后文采掘直径的选择提供参数, 即确定采掘直径后, 基于此图可得到相应的喷嘴直径下所需泵压。

图6所示描述了单喷嘴泵压和喷嘴直径对喷嘴射流排量的影响变化曲线。

图6 单喷嘴直径和泵压对射流排量的影响图

从图6中可知, 在不同喷嘴直径下, 泵压和排量基本呈现呈正比的变化趋势, 随着泵压的提高, 排量相应的提高; 此外, 从图6中也可看出, 在喷嘴直径较小时, 排量随着泵压的增长趋势平缓, 而随着喷嘴直径增大, 排量随着泵压的增长趋势越来越明显。因此, 仿真结果可以表明, 在喷嘴直径较大时, 想要很快达到一定的射流距离, 必须尽可能的增大喷射泵压, 相应的提高排量, 以满足工程的需要。

3 采掘破碎工作参数

2017年5月, 原中国海洋石油总公司(现中国海洋石油集团有限公司)在南海首次成功实施海洋浅层非成岩天然气水合物固态流化试采作业, 初步证明海洋天然气水合物固态流化开采方法的可行性。

依据水合物商业开采需求, 原中国海洋石油总公司相关单位进行经济、产量、设备等条件综合分析, 确定满足商业开采的日产气量为12× 104 m3。如图7所示, 日产气量所对应的参数即日采掘量, 影响日采掘量的主要是破碎腔半径、破碎腔长度、破碎效率。所需确定的主要参数:喷嘴直径、泵压、排量等。

图7 日采掘量影响参数图

破碎腔的长度主要依据目前国内外水平井发展现状决定, 就目前世界水平井技术能力能够满足商业开采的开采长度[13]

根据图6所示的单喷嘴直径和泵压对排量的影响变化曲线, 结合喷嘴射流破碎实验中所用喷头(共31个单喷嘴), 确定总排量的变化曲线, 如图8所示。在确定泵压的情况下, 能够得到不同喷嘴直径所需不同的排量。

图8 总排量的变化曲线图

基于水合物日产气量的需求, 确定单日水合物沉积物的采掘量。

纯水合物与产气量体积之比为1∶ 168, 水合物沉积物矿藏孔隙度为0.4, 水合物饱和度为50%进行计算[15, 16, 17], 日产气量需达到12× 104 m3, 则由式(4)确定日水合物沉积物的采掘量应达到2.48 m3/min。

式中V表示产气量, 104m3/d; Sr表示水合物在空隙中的饱和度; φ 表示水合物矿体的孔隙度; 表示纯水合物的储气量, m3/m3; η 表示破碎效率, m3/min。

为满足水合物采掘量2.48 m3/min的商业开采效率, 且基于试采连续油管回拖速度为5 m/min, 选择射流破碎孔径为800 mm。则破碎效率表示为:

式中D表示破碎孔眼直径, m; d表示领眼直径, m; L表示破碎孔眼长度, m; t1表示破碎时间, min。

v1t1=L, 式(5)可改写为:

式中v1表示破碎速度, m/min。

基于800 mm的破碎孔径, 根据图6所示的单喷嘴直径和泵压对射流距离的影响变化曲线确定不同的喷嘴直径所需要的压力, 根据图7所示的总排量随着泵压和喷嘴直径的变化曲线确定相应的排量参数如表1所示, 表1确定了3种喷嘴直径所对应的排量、泵压参数。由于射流距离确定, 喷嘴直径选取2、3 mm时, 所需泵压过大则不予考虑。

表1 水合物破碎参数表
4 结论

通过水合物射流破碎实验研究和仿真数值分析, 确定了射流破碎临界速度; 再对不同射流参数进行数值仿真分析, 得到了影响射流破碎的变化曲线。对其商业化采掘破碎的参数设计计算得到如下结论:

1)确定了水合物射流破碎临界速度为24 m/s。基于此临界速度, 通过改变不同参数进行数值仿真分析确定喷嘴直径、泵压、排量的关系曲线。

2)以水合物产气量12× 104 m3/d商业开采需求目标, 确定了水合物沉积物的采掘量应达到2.48 m3/min, 对应的射流破碎孔径为800 mm, 相应得到水合物破碎参数(喷嘴直径、泵压、排量)。

3)在喷嘴直径确定情况下, 直接提升排量和压力, 会对工艺流程中其他零部件造成一定的损害, 因此还需结合所需喷嘴结构和喷嘴排列方式等方面入手, 最终根据产量确立一套系统的天然气水合物的破碎工况参数, 继而为未来水合物射流破碎商业化开采的提供相关的研究基础。

The authors have declared that no competing interests exist.

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