天然氣水合物固態(tài)流化開采井筒多相流動模型

基金項目：國家自然科學(xué)基金重大科研儀器研制項目“鉆井復(fù)雜工況井下實時智能識別系統(tǒng)研制”（52227804）；國家資助博士后研究人員計劃項目“特超深井井筒多相流動機理與井下風(fēng)險調(diào)控方法”（GZC20233105）。

歐陽勇，張更，黃洪林，等.天然氣水合物固態(tài)流化開采井筒多相流動模型1-9

Ouyang Yong，Zhang Geng，Huang Honglin，et al.A model for multiphase flow in wellbore during solid fluidization exploitation of natural gas hydrate1-9

為了研究水合物漿體輸送過程中水合物分解規(guī)律與井筒多相流動特征，基于氣-液-固三相的質(zhì)量、動量和能量守恒方程，考慮水合物分解引起的相間傳熱和傳質(zhì)，結(jié)合雙層連續(xù)管開采水合物的工藝特點，建立了水合物相變條件下全瞬態(tài)非等溫氣-液-固多相流動模型。基于MWD實測溫度數(shù)據(jù)對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗證。利用模型分析了水合物漿體輸送過程中，井筒溫度、井筒壓力、水合物分解速率與各相體積分?jǐn)?shù)隨開采時間變化的規(guī)律。模擬結(jié)果表明：在開采前2 h內(nèi)，水合物分解速率較為緩慢，管內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)變化較小；隨著開采時間的延長，管內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生顯著變化；在開采約5 h后達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，此時井口氣相體積分?jǐn)?shù)約為40%；此外，在井下舉升泵位置處，固-液相體積分?jǐn)?shù)均發(fā)生顯著突變。研究結(jié)果對深入了解水合物開發(fā)過程中的多相流動規(guī)律具有一定的參考價值，有助于水合物開采技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展。

天然氣水合物；多相流動模型；水合物分解速率；雙層連續(xù)管；相體積分?jǐn)?shù)

TE375

A

001

A Model for Multiphase Flow in Wellbore During Solid

Fluidization Exploitation of Natural Gas Hydrate

Ouyang Yong1，2" Zhang Geng1" Huang Honglin3" Li Jun1，4" Yang Hongwei1" An Jintao1，4

（1.China University of Petroleum（Beijing）; 2.PetroChina Changqing Oilfield Company; 3.Hainan Branch of CNOOC （China） Co.，Ltd.; 4.China University of Petroleum（Beijing） at Karamay）

In order to study the decomposition of hydrates and the multiphase flow characteristics of wellbore during the transportation of hydrate slurry，based on the mass，momentum and energy conservation equations of gas-liquid-solid phase，considering the interphase heat and mass transfer caused by hydrate decomposition，combined with the technological characteristics of double-layer coiled tubing in producing hydrates，a full transient nonisothermal gas-liquid-solid multiphase flow model under hydrate phase change conditions was built. The model was verified using MWD measured temperature data. The variations of wellbore temperature，wellbore pressure，hydrate decomposition rate and volume fraction of each phase with production time during the transportation of hydrate slurry were analyzed using the model. The simulation results show that within 2 hours before exploitation，the decomposition rate of hydrates is relatively slow，and the volume fraction of each phase in the coiled tubing changes relatively little. As the production time prolongs，the volume fraction of each phase in the coiled tubing changes significantly. After about 5 hours of exploitation，a stable state is reached，the gas-phase volume fraction at wellhead reaches about 40%. Moreover，there is a significant change in the solid-liquid phase volume fraction at the location of the downhole lifting pump. The research results are referential for a deeper understanding of the multiphase flow law in the process of hydrate development，and contribute to the further development of hydrate extraction technology.

natural gas hydrate; multiphase flow model; hydrate decomposition rate; double-layer coiled tubing; phase volume fraction

0" 引" 言

歐陽勇，等：天然氣水合物固態(tài)流化開采井筒多相流動模型

天然氣水合物俗稱“可燃冰”，是一種清潔無污染的新型能源。目前，世界范圍內(nèi)發(fā)現(xiàn)的水合物資源主要存儲在極地砂巖和海相砂巖中，這類水合物具有良好的封閉性，可以進(jìn)行常規(guī)開發(fā)。但對于儲存在海床幾百米內(nèi)的亞穩(wěn)態(tài)天然氣水合物，其具有埋深淺、無致密蓋層、礦床疏松、膠結(jié)程度低及易破碎等特點。如果采用常規(guī)降壓開采，會直接導(dǎo)致水合物大量分解、氣化、釋放進(jìn)入海水中，既造成資源浪費，又造成環(huán)境污染和破壞［1-2］。

對此，趙金洲等［3-5］提出采用固體流化方式開采海底表層天然氣水合物資源。王國榮等［6-9］進(jìn)一步采用雙壁鉆桿實現(xiàn)雙梯度的方式，提出了利用雙層連續(xù)管開采水合物的新方法。該方法既可以解決易漏產(chǎn)層、海床疏松表層安全鉆進(jìn)的難題，又可拓寬常規(guī)鉆井技術(shù)無法涉及的領(lǐng)域，同時保障水合物開采的安全進(jìn)行。基于雙層連續(xù)管的水合物開采主要流程如下：鉆井液通過平臺鉆井泵經(jīng)注入頭進(jìn)入雙層管環(huán)空，經(jīng)橋式通道進(jìn)入內(nèi)管，驅(qū)動渦輪馬達(dá)和井下舉升泵，經(jīng)鉆頭水眼進(jìn)入環(huán)空，攜帶鉆屑和水合物漿體從返回孔進(jìn)入井下工具環(huán)空，再經(jīng)橋式通道進(jìn)入雙層管內(nèi)管，通過井下泵舉升返回至平臺處理系統(tǒng)。

現(xiàn)有的考慮水合物相變的多相流動模型主要用于模擬水合物地層鉆井過程、深水鉆井氣侵過程和油氣輸送過程，對模擬海洋淺表層天然氣水合物固態(tài)流化開采過程的多相流模型研究較少。在天然氣水合物固態(tài)流化開采過程中，破碎后進(jìn)入井筒內(nèi)的含水合物碎屑顆粒與海水混合，混合后的固-液兩相沿著井筒向上流動；流動過程中隨著井筒溫度升高、壓力降低，碎屑顆粒內(nèi)的水合物發(fā)生分解，井筒內(nèi)由固-液兩相轉(zhuǎn)變?yōu)閺?fù)雜的氣-液-固三相流動。在這一過程中存在多個物理過程，包括液-固兩相流、氣-液-固三相流、井筒內(nèi)流體和周圍環(huán)境之間的對流換熱、水合物分解導(dǎo)致的相間傳熱與傳質(zhì)、井筒內(nèi)流體性質(zhì)與壓降的變化，且這些過程相互耦合。

然而，目前學(xué)者們建立的有關(guān)水合物相變的井筒多相流模型都不能完整描述各物理過程之間的耦合關(guān)系。其中一部分模型將含有水合物的碎屑顆粒視為純水合物顆粒，忽略了水合物儲層豐度的影響。另一部分模型未考慮相間滑移，且忽略水合物分解導(dǎo)致的相間傳熱和傳質(zhì)。此外，還有部分模型采用CFD軟件進(jìn)行模擬求解，建立的幾何模型尺寸較小，無法有效模擬天然氣水合物固態(tài)流化開采過程中全井筒內(nèi)含水合物碎屑顆粒的流動和分解行為。因此，亟需建立適用于天然氣水合物固態(tài)流化開采的井筒多相流動模型，分析輸送過程中水合物分解規(guī)律和井筒多相流動特征，以此為海洋淺層天然氣水合物的安全高效開發(fā)提供一定的理論參考。

1" ""井筒多相流動模型

到目前為止，國內(nèi)外學(xué)者對井筒多相流動開展了大量研究。他們大都以穩(wěn)態(tài)流動理論為基礎(chǔ)，利用室內(nèi)試驗和現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)，結(jié)合不同流型下井筒多相流特性參數(shù)的經(jīng)驗或半經(jīng)驗公式發(fā)展出了均相流模型、分相流模型、漂移流模型等3類多相流模型［10］。然而，目前有關(guān)井筒多相流模型的研究主要集中在控壓鉆井、欠平衡鉆井及井控等領(lǐng)域［11］，僅少部分學(xué)者對水合物地層鉆進(jìn)過程中的多相流動進(jìn)行了研究［12-14］。但是，對水合物漿體輸送過程中的多相流動問題研究較少。水合物漿體輸送是一個井筒多相流動、水合物相變與井筒傳熱相互耦合的復(fù)雜過程。為此，本文建立了考慮水合物相變的氣-液-固多相非等溫瞬態(tài)流動模型。

1.1" nbsp;水合物分解模型

為了計算水合物在井筒中的分解速率，基于H.C.KIM等［15］的模型建立了多相流條件下水合物的動態(tài)分解模型。水合物解離速率表達(dá)式為：

Mh=-dnhdtT，p=kdAhfeqT，peq-fT，p

（1）

式中：Mh為水合物解離速率，mol/s；nh為水合物量，mol；kd為水合物分解速率常數(shù)，mol/（Pa·m2·s）；Ah為水合物分解表面積，m2；feq為氣相平衡逸度，MPa；f為氣相逸度，MPa；T為溫度，K；peq為平衡壓力，Pa；p為壓力，Pa；t為時間，s。

根據(jù)R-K狀態(tài)方程，氣體逸度計算公式如下：

lnφ=lnfp=Z-1-lnpV-bRT-

abRT1.5ln1+bV

（2）

式中：φ為逸度系數(shù)；Z為壓縮因子；a和b為R-K狀態(tài)方程常數(shù)；V為摩爾體積，m3/mol；R為摩爾氣體常數(shù)，J/（mol·K）。

根據(jù)文獻(xiàn)［16-17］，水合物的分解速率常數(shù)表示為：

1kd=1kc+1kf=

1k0ce-EactRT+10.347k0fdsvmρ2mDABμ2m0.63

（3）

式中：kc為本征動力分解速率常數(shù)，mol/（Pa·m2·s）；kf為傳質(zhì)速率常數(shù)，mol/（Pa·m2·s）；Eact為分解反應(yīng)活化能，J/mol；k0c為本征動力分解速率初始常數(shù)，mol/（Pa·m2·s）；ds為顆粒直徑，m；vm為氣-液-固三相混合流體流速，m/s；ρm為混合流體密度，kg/m3；k0e為傳質(zhì)系數(shù)，mol/（Pa·m2·s）；μm為混合流體黏度，Pa·s；DAB為氣體擴(kuò)散系數(shù)，m2/s。

1.2" 水力學(xué)模型

針對水合物發(fā)生分解后管內(nèi)的氣-液-固三相流動過程，分別建立天然氣、海水和水合物顆粒的質(zhì)量守恒方程：

Aρgαgt+Aρgαgvgz=Aαsmg

Aρlαlt+Aρlαlvlz=Aαsml

Aρsαst+Aρsαsvsz=qs-Aαsmh

（4）

式中：A為環(huán)空截面積，m2；ρg、ρl和ρs分別為天然氣、海水和水合物顆粒的密度，kg/m3；αg、αl和αs分別為天然氣、海水和水合物顆粒的體積分?jǐn)?shù)，%；vg、vl和vs分別為天然氣、海水和水合物顆粒的運動速度，m/s；mg、ml、mh分別為井筒內(nèi)水合物分解速率、水生成速率、氣體釋放速率，kg/（m3·s）；qs為井底鉆頭切屑速率，kg/（s·m）；z為軸向位移，m。

考慮井下舉升泵壓降的氣-液-固三相動量守恒方程可以表示為：

t∑m=g，l，sρmαmvmA+z∑m=g，l，sρmαmv2mA+

∑m=g，l，sρmαmAgsin θ-pfAz-qsvs-

Amgvg+Amlvl-Amhvs=0

（5）

式中：g為重力加速度，m/s2；θ為井斜角，rad；pf為循環(huán)壓耗，Pa。

1.3" 井筒傳熱模型

對于井筒中水合物漿體的向上流動，混合流體的溫度取決于以下過程：①熱量隨流體運動沿軸向傳導(dǎo)；②流體與管壁的熱量交換；③水合物分解吸熱。井筒中水合物漿體的能量守恒方程可表示為：

t∑m=g，l，sρmαmum+12v2m=z∑m=g，l，sρmαmvmum+pρm+12v2m+

∑m=g，l，sρmαmvmgsin θ+QtotalA+∑m=g，l，sHm-αsShρhMhΔHh

（6）

式中：Qtotal為流體與環(huán)境熱交換，（kg·m）/s3；Hm為單位體積的焓通量，kg/（m·s3）；為孔隙度，%；Sh為水合物豐度，%；Mh為水合物摩爾質(zhì)量，kg/mol；ρh為水合物密度，kg/m3；u表示內(nèi)能，m2/s2；ΔHh為水合物分解吸熱，J/（mol·s）。

1.4" 輔助方程

與單相流相比，多相流條件下的對流換熱系數(shù)計算更為復(fù)雜。這里采用TANG C.C.W.［18］建立的對流換熱系數(shù)通用計算公式，保證了在固-液兩相流向氣-液-固三相流過渡過程中的數(shù)值相對穩(wěn)定性。通用計算式為：

hm=Fphs1+Cρgvsgρlvslm1-FpFpnPrgprlpμlμgqΦr

Fp=1-αg+2πarctanμg-μlvmDρl-ρg2αg

Φ=1+ρl-ρggD2σsin θ

（7）

式中：hs、hm分別為單相和多相流條件下對流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）；Fp和Φ分別為流型因子和傾斜因子，無量綱；Prg和Prl分別為氣體和流體的普朗特數(shù)，無量綱；C、m、n、p、q和r均為擬合常系數(shù)；vsl為液相表觀速度，m/s；σ為氣液界面張力，N/m；μl、μg分別為液相和氣體黏度，Pa·s；vsg為氣相表觀速度，m/s；D為管徑，m。

TANG C.C.W.［18］推薦了一組常系數(shù)：C=0.55，m=0.1，n=0.4，p=q=r=0.25。為解決復(fù)雜的多相流問題，N.ZUBER等［19］建立了考慮相滑移效應(yīng)的漂移流模型。與均相流模型和分相流模型相比，漂移流模型更符合實際流動規(guī)律，計算更簡單。根據(jù)漂移流定義，將氣相和固相實際速度描述為：

vg=cgvm+vgr

vs=csvf-vsr

（8）

式中：cg和cs分別為氣相和固相分布系數(shù)；vf為碎屑有效返速，m/s；vgr為氣相滑脫速度，m/s；vsr為固相沉降速度，m/s。

氣相分布系數(shù)cg的表達(dá)式為：

cg=Ae1+Ae-1γ2

（9）

式中：Ae和γ為擬合參數(shù)。

氣相滑脫速度vgr的表達(dá)式為：

vgr=cgvc1-αgcgKαg1-αgcg1-ρg/ρl1/2×

cos θ1/21+sin θ2

（10）

式中：vc為氣體特征速度，m/s；K為擬合參數(shù)。

這里取cs=1，則固相沉降速度vsr的表達(dá)式為：

vsr=0.223e5.03δμ′mρ′mdssin θ×

1+0.399gρs-ρ′mρ′md3se5.03δμ′2m-1

（11）

式中：δ為顆粒球形度，無量綱；μ′m為顆粒周圍氣-液混合流體塑性黏度，mPa·s；ρ′m為顆粒周圍氣-液混合流體密度，kg/m3。

這里采用G.R.DICKENS等［20］建立的相平衡溫度計算經(jīng)驗?zāi)Ｐ蛯α鲃舆^程中的相平衡溫度進(jìn)行確定，公式如下：

1Teq=-2.83log peq×10-4+3.79×10-3

（12）

式中：Teq為平衡溫度，K。

井下舉升泵是利用雙層管開采水合物的關(guān)鍵，其產(chǎn)生的井下舉升壓力對水合物漿體輸送效率影響至關(guān)重要。這里利用井下舉升泵系統(tǒng)試驗測試數(shù)據(jù)回歸得到了井下舉升壓降Δp與泵出口流量Q的關(guān)系：

Δp=a0+a1cosωQ+b1sinωQ+

a2cos2ωQ+b2sin2ωQ（13）

式中：a0、a1、a2、b1、b2和ω為回歸系數(shù)。

基于試驗數(shù)據(jù)，采用多元非線性回歸得到各項系數(shù)如下：a0=2.29，a1=1.32，a2=-0.20，b1=-0.92，b2=-0.73，ω=0.05。

2" 模型求解與驗證

2.1" 模型求解

2.1.1" 初始條件

假設(shè)水合物還未發(fā)生分解，管內(nèi)為單相和固-液兩相流。結(jié)合固-液兩相流溫度壓力耦合場模型可以確定初始時刻雙層連續(xù)管內(nèi)各點的溫度、壓力和流體物性參數(shù)。這里把雙層管-地層整個傳熱系統(tǒng)的初始溫度均設(shè)為原始地層溫度。

Tz，0=Ts+Tgradz

（14）

式中：Tgrad為地溫梯度，℃/m；Ts為地面溫度，℃。

初始時刻，內(nèi)管壓力為正常固-液兩相循環(huán)達(dá)到穩(wěn)定時的值，即有：

pz，0=pnormz

（15）

式中：pnorm為固-液兩相循環(huán)達(dá)到穩(wěn)定時的井筒壓力，Pa。

2.1.2" 邊界條件

水合物開采過程中，井口回壓已知。井口回壓可以作為內(nèi)管壓力的出口邊界條件，即有：

p0，t=pc

（16）

式中：pc為井口回壓，MPa。

雙層管的外管入口流體溫度可以直接測量，可以作為溫度的邊界條件，即有：

T20，t=Tin

（17）

式中：Tin為雙層管的外管入口流體溫度，℃；T2為雙層管的外管溫度，℃。

在井底位置，內(nèi)外管直接相通。因此，可以將內(nèi)外管內(nèi)混合流體的溫度視為相等，即有：

T1zbow，t=T2zbow，t

（18）

式中：T1為雙層管的內(nèi)管溫度，℃；zbow為井底深度，m。

2.1.3" 求解方法

考慮水合物分解的瞬態(tài)非等溫氣-液-固多相流動模型呈現(xiàn)強烈的非線性特征［21-22］，因此，采用全隱式的有限差分格式對上述控制方程進(jìn)行離散。離散后的方程組采用迭代法進(jìn)行求解，求解流程如圖1所示。

2.2" 模型驗證

由于基于雙層管的水合物開采技術(shù)現(xiàn)在還未得到現(xiàn)場應(yīng)用，所以缺乏相應(yīng)的實測數(shù)據(jù)對上述模型進(jìn)行驗證。但是，前人對井筒傳熱模型已經(jīng)開展了大量研究，并得到了現(xiàn)場數(shù)據(jù)驗證。因此當(dāng)忽略水合物相變影響時，可以使用常規(guī)鉆井溫度測量數(shù)據(jù)對上述模型進(jìn)行間接驗證，這樣也可以保證模型的準(zhǔn)確性和可靠性。采用南海某口高溫高壓井的MWD實測溫度數(shù)據(jù)對本文模型進(jìn)行驗證。該井平臺距離海平面23 m，水深90 m，每100 m溫度梯度在0.045 ℃左右。井身結(jié)構(gòu)與鉆進(jìn)水力參數(shù)如表1和表2所示。

圖2顯示了MWD測量值與模型計算值對比和誤差分析。從圖2可以看出，模型計算值與MWD測量值之間具有較好的一致性，整體誤差不超過10%，誤差基本都控制在5%以內(nèi)。這說明本文建立的氣-液-固多相非等溫瞬態(tài)流動模型具有一定的準(zhǔn)確性。

3" 實例分析

為了分析利用雙層連續(xù)管開采水合物過程中的多相流動規(guī)律，基于建立的模型開展了一系列數(shù)值模擬，探究了水合物開采過程中井筒溫度井筒壓力、水合物分解速率和各相體積分?jǐn)?shù)隨開采時間的變化規(guī)律。模擬井水深600 m，井深1 500 m，海水表面溫度15 ℃。采用的雙層管外管內(nèi)外徑分別為0.248和0.308 m，雙層管內(nèi)管內(nèi)外徑分別為0.109和0.127 m。開采過程中，泵排量為36 m3/h，注入溫度為20 ℃，開采速率為5 kg/s，施加回壓0.5 MPa。水合物巖層孔隙度為0.45，含水飽和度為0.37，水合物飽和度為0.65，巖屑直徑0.003 m。數(shù)值模擬中涉及到的介質(zhì)熱物性參數(shù)如表3所示。

3.1" 井筒溫度分布

圖3描述了在水合物開采過程中井筒溫度剖面和井口溫度隨開采時間變化的規(guī)律。

從圖3可以發(fā)現(xiàn)，隨著開采時間的延長，下部水平和造斜井段井筒溫度逐漸降低。但是，隨著井深的減小，井筒溫度在下部水平和造斜井段變化不大，在接近海底泥線附近時開始快速降低。此時，隨著井深的減小，井筒壓力降低至水合物分解的臨界值，井筒中水合物顆粒開始發(fā)生分解。

然而，在井口附近隨著開采時間的延長，井口溫度出現(xiàn)先降低后升高的趨勢。這主要是隨著開采時間的延長，水合物分解速率增大，水合物分解吸收的熱量也相應(yīng)增加，進(jìn)而造成井筒溫度逐漸降低。但是隨著開采的不斷進(jìn)行，井口附近氣相體積分?jǐn)?shù)增加，導(dǎo)致混合流體的熱傳導(dǎo)系數(shù)減小，進(jìn)而井筒溫度出現(xiàn)一定的回升。

3.2" 井筒壓力分布

圖4顯示了水合物漿體輸送過程中雙層管內(nèi)管壓力與井底壓力隨時間變化的規(guī)律。從圖4可以看出，隨著開采時間的延長，井底壓力逐漸減小。此外，從井底壓力變化趨勢可以發(fā)現(xiàn)，在開采的前5 h內(nèi)井底壓力迅速減小，隨后井底壓力趨于穩(wěn)定。內(nèi)管壓力減小的主要原因是水合物分解產(chǎn)生的氣體導(dǎo)致混合流體密度減小，造成混合流體的重力壓降減小。同時，隨著井深的減小，內(nèi)管壓力逐漸減小，但是在水平段內(nèi)管壓力變化不大。此外，在通過井下舉升泵后內(nèi)管壓力出現(xiàn)躍增，這將給水合物漿體的輸送提供一定的動力。

3.3" 水合物分解速率

圖5描繪了開采過程中內(nèi)管水合物分解速率（沿井深變化剖面）和井深100 m處水合物分解速率隨開采時間變化的規(guī)律。從圖5可以發(fā)現(xiàn)，在井深500 m附近，井筒中水合物顆粒開始分解，隨著井深逐漸變淺，水合物分解速率逐漸增加。此外，在井口附近的水合物分解速率隨著時間延長，呈現(xiàn)先迅速增加后趨于穩(wěn)定的變化趨勢。但是，在前期出現(xiàn)短時的緩慢增加狀態(tài)，這可能是井筒溫度降低所致。

3.4" 相體積分?jǐn)?shù)分布

圖6描述了在水合物開采過程中雙層管的內(nèi)管中氣相體積分?jǐn)?shù)剖面和井口氣相體積分?jǐn)?shù)隨時間的變化規(guī)律。

從圖6可以看出，隨著開采時間的延長，內(nèi)管中水合物分解量與分解速率逐漸增加，導(dǎo)致內(nèi)管中氣相體積分?jǐn)?shù)增大。同時，隨著井深的減小，井筒壓力逐漸降低，氣體不斷膨脹擴(kuò)大。此外還可以發(fā)現(xiàn)，在開采前2 h內(nèi)，井口氣相體積分?jǐn)?shù)變緩慢，隨著時間延長，分解氣體不斷向井口聚集，井口氣相體積分?jǐn)?shù)急劇增大。在開采約5 h后到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)，井口氣相體積分?jǐn)?shù)接近40%。

圖7描述了水合物開采過程中內(nèi)管中液相體積分?jǐn)?shù)和井口液相體積分?jǐn)?shù)的變化。

從圖7可以看出，隨著井深的增加，內(nèi)管中液相體積分?jǐn)?shù)逐漸增加。在井下舉升泵下部的內(nèi)管是流體注入的通道，在舉升泵上部的內(nèi)管是水合物漿體輸送流出的通道。因此，在井下舉升泵處的內(nèi)管液相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生突變。此外，在水合物開始分解的臨界井深處，內(nèi)管液相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生了相應(yīng)突變。隨著開采時間的延長，內(nèi)管中液相體積分?jǐn)?shù)的變化與氣相體積分?jǐn)?shù)的變化呈現(xiàn)相反的趨勢。

圖8描述了開采過程中內(nèi)管中固相體積分?jǐn)?shù)和井口固相體積分?jǐn)?shù)變化的規(guī)律。從圖8可以看出，隨著井深增加，內(nèi)管中固相體積分?jǐn)?shù)逐漸增加。此外，與液相體積分?jǐn)?shù)變化趨勢相似，井口固相體積分?jǐn)?shù)隨著開采時間的延長呈現(xiàn)先急劇降低后趨于穩(wěn)定的現(xiàn)象。同時，在井下舉升泵位置處，由于流道的變化，內(nèi)管中固相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生突變。

4" 結(jié)" 論

（1）隨著開采時間延長，在下部井段井筒溫度逐漸降低，在上部井段井筒溫度呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢。在水平段與造斜段，井筒溫度變化不顯著，在泥線附近開始急劇降低，并到達(dá)最低值。

（2）在水合物漿體沿內(nèi)管向上輸送的過程中，管內(nèi)水合物約在泥線附近達(dá)到分解的溫壓條件。隨著開采時間的不斷延長，管內(nèi)水合物分解速率與分解量不斷增加。相應(yīng)地，井筒中氣相體積分?jǐn)?shù)不斷增加，導(dǎo)致井筒壓力逐漸降低。

（3）通過模擬發(fā)現(xiàn)，在開采前2 h內(nèi)，水合物分解速率較為緩慢，管內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)變化較小；隨著開采時間延長，井筒內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生顯著變化；在開采約5 h后到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)。此時，井口氣相體積分?jǐn)?shù)接近40%。

（4）在水合物開采過程中，固-液相體積分?jǐn)?shù)變化趨勢比較相似。隨著井深的增加，固-液相體積分?jǐn)?shù)逐漸增加；隨著開采時間的延長，固-液體積分?jǐn)?shù)逐漸減小。此外，在井下舉升泵位置處，固-液相體積分?jǐn)?shù)均發(fā)生突變。

［1］

陳強，胡高偉，李彥龍，等．海域天然氣水合物資源開采新技術(shù)展望［J］．海洋地質(zhì)前沿，2020，36（9）：44-55．

CHEN Q，HU G W，LI Y L，et al. A prospect review of new technology for development of marine gas hydrate resources［J］. Marine Geology Frontiers，2020，36（9）： 44-55.

［2］" 孫運寶，蔡峰，李清，等．海洋淺表層天然氣水合物資源評價［J］．海洋地質(zhì)前沿，2020，36（9）：87-93．

SUN Y B，CAI F，LI Q，et al. Evaluation of natural gas hydrate resources in shallow marine sediments［J］. Marine Geology Frontiers，2020，36（9）： 87-93.

［3］" 趙金洲，周守為，張烈輝，等．世界首個海洋天然氣水合物固態(tài)流化開采大型物理模擬實驗系統(tǒng)［J］．天然氣工業(yè)，2017，37（9）：15-22．

ZHAO J Z，ZHOU S W，ZHANG L H，et al. The first global physical simulation experimental systems for the exploitation of Marine natural gas hydrates through solid fluidization［J］. Natural Gas Industry，2017，37（9）： 15-22.

［4］" 周守為，趙金洲，李清平，等．全球首次海洋天然氣水合物固態(tài)流化試采工程參數(shù)優(yōu)化設(shè)計［J］．天然氣工業(yè)，2017，37（9）：1-14．

ZHOU S W，ZHAO J Z，LI Q P，et al. Optimal design of the engineering parameters for the first global trial production of Marine natural gas hydrates through solid fluidization［J］. Natural Gas Industry，2017，37（9）： 1-14.

［5］" 周守為，陳偉，李清平，等．深水淺層非成巖天然氣水合物固態(tài)流化試采技術(shù)研究及進(jìn)展［J］．中國海上油氣，2017，29（4）：1-8．

ZHOU S W，CHEN W，LI Q P，et al. Research on the solid fluidization well testing and production for shallow non-diagenetic natural gas［J］. China Offshore Oil and Gas，2017，29（4）： 1-8.

［6］" 王國榮，鐘林，劉清友，等．基于雙層管雙梯度深海油氣及水合物開發(fā)技術(shù)研究［J］．海洋工程裝備與技術(shù)，2019，6（增刊）：225-233．

WANG G R，ZHONG L，LIU Q Y，et al. Research on marine petroleum and hydrate development technology based on dual gradient drilling of double-layer pipe［J］. Ocean Engineering Equipment and Technology，2019，6（S1）： 225-233.

［7］" KANG B，F(xiàn)AN H H，LIU J G，et al. An efficient gas-lift MPD based on dual-channel drillpipe［C］∥IADC/SPE Asia Pacific Drilling Technology Conference and Exhibition. Bangkok： SPE，2018： SPE 191047-MS.

［8］" VESTAVIK O M，THOROGOOD J，BOURDELET E，et al. Horizontal drilling with dual Channel drill pipe［C］∥SPE/IADC drilling conference and exhibition.The Hague： SPE，2017： SPE 184683-MS.

［9］" 楊浦，王國榮．固態(tài)流化法射流下的破碎顆粒運移規(guī)律的數(shù)值模擬［J］．中國造船，2019，60（4）：108-114．

YANG P，WANG G R. Numerical simulation of transportation of particles in jet breaking with solid fluidization method［J］. Ship Building of China，2019，60（4）： 108-114.

［10］" 孫寶江，王志遠(yuǎn)，公培斌，等．深水井控的七組分多相流動模型［J］．石油學(xué)報，2011，32（6）：1042-1049．

SUN B J，WANG Z Y，GONG P B，et al. Application of a seven-component multiphase flow model to deepwater well control［J］. Acta Petrolei Sinica，2011，32（6）： 1042-1049.

［11］" WANG Z Y，SUN B J. Deepwater gas kick simulation with consideration of the gas hydrate phase transition［J］. Journal of Hydrodynamics，2014，26（1）： 94-103.

［12］" FU W Q，WANG Z Y，DUAN W G，et al. Characterizing methane hydrate formation in the non-Newtonian fluid flowing system［J］. Fuel，2019，253： 474-487.

［13］" KVAMME B. Consistent thermodynamic calculations for hydrate properties and hydrate phase transitions［J］. Journal of Chemicalamp;Engineering Data，2020，65（5）： 2872-2893.

［14］" WEI N，ZHAO J Z，SUN W T，et al. Non-equilibrium multiphase wellbore flow characteristics in solid fluidization exploitation of Marine gas hydrate reservoirs［J］. Natural Gas Industry B，2019，6（3）： 282-292.

［15］" KIM H C，BISHNOI P R，HEIDEMANN R A，et al. Kinetics of methane hydrate decomposition［J］. Chemical Engineering Science，1987，42（7）： 1645-1653.

［16］" RYOKICHI H，YUKI N，GEN I，et al. Gas hydrate decomposition rate in flowing water［J］. Journal of Energy Resources Technology，2007，129 （2）： 102e106.

［17］" RIPMEESTER J A，ALIREZA S，Englezos ，et al. Fundamentals of methane hydrate decomposition［C］∥ Canadian Unconventional Resources and International Petroleum Conference. Calgary： SPE-138112-MS，2010.

［18］" TANG C C W. Study of Heat Transfer in Non-boiling Two-phase Gas-liquid Flow in Pipes for Horizontal，Slightly Inclined，and Vertical Orientations［D］. Lawrence： Oklahoma State University，2011.

［19］" ZUBER N，F(xiàn)INDLAY J A. Average volumetric concentration in two phase flow systems［J］. Journal of Heat Transfer，1965，87（4）： 468.

［20］" DICKENS G R，QUINBY-HUNT M S. Methane hydrate stability in seawater［J］. Geophysical Research Letters，1994，21（19）： 2115-2118.

［21］" 魏納， 白睿玲， 周守為，等. 碳達(dá)峰目標(biāo)下中國深海天然氣水合物開發(fā)戰(zhàn)略［J］. 天然氣工業(yè)， 2022， 42（2）： 156-165.

WEI N， BAI R L， ZHOU S W， et al. Chinas deepwater gas hydrate development strategies under the goal of carbon peak［J］. Natural Gas Industry， 2022， 42（2）： 156-165.

［22］" 孫金聲，廖波，王金堂，等. 溫度場擾動對天然氣水合物相態(tài)的影響機制［J］. 中國石油大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2023，47（5）：115-121.

SUN J S， LIAO B， WANG J T， et al. Mechanism on influence of temperature field perturbation on phase state of natural gas hydrate［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science），2023，47（5）：115-121.

第一歐陽勇，高級工程師，生于1977年，2002年畢業(yè)于大慶石油學(xué)院石油工程專業(yè)，現(xiàn)為在讀博士研究生，從事頁巖油、致密氣等非常規(guī)油氣藏鉆完井技術(shù)研究工作。地址：（710018）陜西省西安市。email：oyy_cq@petrochina.com.cn。

通信作者：張更，email：zhanggeng_96@163.com。

2024-03-22