引用本文
张剑波, 王志远, 刘书杰, 孟文波, 孙宝江, 孙金声, 王金堂. 深水气井测试过程中水合物流动障碍防治方法[J]. 石油勘探与开发, 2020,47(6): 1256-1264.
ZHANG Jianbo, WANG Zhiyuan, LIU Shujie, MENG Wenbo, SUN Baojiang, SUN Jinsheng, WANG Jintang. A method for preventing hydrates from blocking flow during deep-water gas well testing[J]. Petroleum Exploration & Development, 2020,47(6): 1256-1264.  
Doi: 10.11698/PED.2020.06.19
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深水气井测试过程中水合物流动障碍防治方法
张剑波1, 王志远1, 刘书杰2, 孟文波2, 孙宝江1, 孙金声1, 王金堂1,3
1.中国石油大学（华东）石油工程学院,山东青岛 266580
2.中海石油（中国）有限公司湛江分公司,广东湛江 524057
3.南方海洋科学与工程广东省实验室（广州）,广州 523936
联系作者简介：王志远（1981-）,男,山东泰安人,博士,中国石油大学（华东）石油工程学院教授,主要从事油气井多相流动理论及应用、海洋石油工程、水合物开发及流动保障等方面的研究工作。地址：山东省青岛市黄岛区长江西路66号,中国石油大学（华东）石油工程学院海洋油气工程系,邮政编码：266580。E-mail: wangzy1209@126.com

第一作者简介：张剑波（1991-）,男,重庆江津人,中国石油大学（华东）石油工程学院在读博士研究生,主要从事深水井筒水合物流动保障及水合物开发等方面的研究工作。地址：山东省青岛市黄岛区长江西路66号,中国石油大学（华东）石油工程学院海洋油气工程系,邮政编码：266580。E-mail: zhangjianbo2@163.com

收稿日期: 2020-04-25 修回日期: 2020-10-09
基金项目: 国家自然科学基金重大项目（51991363）; 国家自然科学基金面上项目（51974350）; 南方海洋科学与工程广东省实验室（广州）人才团队引进重大专项（GML2019ZD0501）; 青年长江学者奖励计划（Q2016135）
摘要

在探明深水气井测试过程中水合物流动障碍形成机制和演化规律的基础上,改变以往“抑制生成”的思路,基于“允许生成,防止堵塞”的思想,提出了基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法。研究表明,深水气井测试中水合物生成和沉积会造成管柱有效内径和井口压力逐渐减小,呈现缓变、突变和急变3个典型过程,且存在安全测试窗口。安全测试窗口随测试产量增大而先减小后增大,随水合物抑制剂浓度增大而增大。对于存在不同测试产量的情况,考虑水合物分解和脱落的影响,提出了合理调整低、高产量交叉顺序的测试制度,可进一步降低水合物抑制剂用量,甚至可完全不使用水合物抑制剂。与传统方法相比,基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法可减少水合物抑制剂用量50%以上。图10表3参42

关键词: 深水气井; 气井测试; 水合物; 流动障碍; 安全测试窗口; 水合物抑制剂
中图分类号:TE273 文献标志码:A 文章编号:1000-0747(2020)06-1256-09
A method for preventing hydrates from blocking flow during deep-water gas well testing
ZHANG Jianbo1, WANG Zhiyuan1, LIU Shujie2, MENG Wenbo2, SUN Baojiang1, SUN Jinsheng1, WANG Jintang1,3
1. School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China
2. CNOOC Zhanjiang Branch Company, Zhanjiang 524057, China
3. Southern Marine Science and Engineering Guangdong Laboratory (Guangzhou), Guangzhou 523936, China
Abstract

Based on the research of the formation mechanism and evolution rule of hydrate flow obstacle during deep-water gas well testing, a new method for the prevention of hydrate flow obstacle based on safety testing window is proposed by changing the previous idea of "preventing formation" to the idea of "allowing formation, preventing plugging". The results show that the effective inner diameter of the testing tubing and the wellhead pressure decrease gradually with the formation and precipitation of hydrates during deep-water gas well testing, and it presents three typical processes of slow, sudden and surged changes. There is a safety testing window during deep-water gas well testing. The safety testing window of deep-water gas well testing decreases first and then increases with the increase of gas production rate, and increases with the increase of hydrate inhibitor concentrations. In the case with different testing production rates, a reasonable testing order with alternate low and high gas production rates has been proposed to further reduce the dosage of hydrate inhibitor and even avoid the use of hydrate inhibitors considering the decomposition and fall-off of hydrates. Compared with the traditional methods, the new method based on safety testing window can reduce the dosage of hydrate inhibitor by more than 50%.

Keyword: deep-water gas well; gas well testing; hydrate; flow obstacle; safety testing window; hydrate inhibitor
0 引言

近年来, 中国发现了较多储量丰富的深水气田, 如陵水17-2、25-1及18-1等[1, 2, 3, 4]。在深水气田开发过程中, 气井测试是一个必不可少的环节[5]。由于深水特殊的低温高压环境, 深水气井测试面临由天然气水合物生成引发的流动安全问题[6, 7]。天然气水合物是一种类冰状的白色固体, 在低温高压条件下由气体和水接触生成[8, 9, 10]。当测试管柱内生成水合物时, 其会随着流体流动而运移并在管壁上发生沉积附着, 进而缩小管柱的有效过流面积[11, 12, 13], 造成水合物流动障碍。深水气井测试中的水合物流动障碍会严重影响测试进程, 导致测试成本高、气藏评估准确性差等问题, 严重时可能完全堵塞管柱, 甚至引发安全事故[14, 15]。国际上在深水气井测试过程中曾发生了一些水合物事故, 并造成了严重后果[16, 17, 18, 19]。2017年日本开展的第2次海域水合物试采也因水合物二次生成问题被迫中断两次, 严重影响了试采进度[20]。因此, 高效防治水合物流动障碍是深水气井测试的重要工作。

目前, 国内外常用的水合物防治方法是化学药剂注入法, 注入的药剂包括热力学抑制剂、动力学抑制剂和防聚剂[21]。热力学抑制剂主要是通过改变水分子和烃分子生成水合物的热力学条件, 使水合物生成的平衡温度降低、压力升高, 常用的热力学抑制剂可分为醇类（甲醇、乙二醇、二甘醇等）和盐类（氯化钠、氯化钾、氯化钙）[22, 23]。动力学抑制剂主要是影响水合物的结晶过程, 延缓水合物生成的时间, 并减缓水合物生长速率, 已有的动力学抑制剂包括酰胺类聚合物和酮类聚合物等[24, 25, 26]。防聚剂是一些聚合物和表面活性剂, 主要是起乳化剂的作用[27], 常用的防聚剂有溴化物的季铵盐、烷基芳香族磺酸盐及烷基聚苷等。由于不同抑制剂的特点, 热力学和动力学抑制剂基本适用于大多数的水合物防治情况, 而防聚剂则主要应用于油气混输过程。当前, 深水气井测试中最常用的水合物防治方法是通过注入过量的热力学抑制剂来完全防止水合物生成, 但该方法存在抑制剂用量大、成本高及对注入设备要求高等缺点。

国内外多位学者对水合物流动障碍形成机制和防治方法开展了研究。在实验研究的基础上, Lingelem等[28]和Sloan等[9]考虑管内壁上水合物层的生长及脱落, 提出了管道中水合物堵塞形成的机理。Di Lorenzo等[29]、Ding等[30]、Song等[31]实验研究了环路中水合物的生成和沉积特征, 分析了不同流动条件下的水合物沉积堵塞规律。基于对水合物沉积和堵塞程度的评估, Liu等[12, 15, 32]探讨了深水气井测试管柱内的水合物防治方法。Wang等[11, 33, 34, 35]首次建立了考虑环雾流体系液滴和液膜传质传热特性的水合物生成、运移、沉积和堵塞的动力学模型, 揭示了深水气井测试管柱中的水合物流动障碍的形成规律。Song等[36]开展了深水气井测试中水合物管理策略优化研究, 认为动力学抑制剂可应用于深水气井测试的水合物堵塞防治。

鉴于现有方法对深水气井测试过程中水合物防治的局限性, 亟需开展深水气井测试过程中水合物流动障碍高效防治方法的研究。本文在研究深水气井测试过程中水合物流动障碍形成机制、演化规律的基础上, 提出了基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法, 旨在对深水气井测试和水合物试采过程中的水合物流动障碍防治提供指导。

1 深水气井测试过程中水合物流动障碍形成机制

深水气井测试管柱中水合物流动障碍形成是水合物持续生成和沉积的结果。为了高效防治深水气井测试过程中水合物流动障碍, 需要先认清水合流动障碍形成机制及演化规律。深水气井测试过程中水合物流动障碍的形成过程主要包括出现水合物生成区域, 发生水合物生成、运移、沉积及水合物沉积层生长等, 各个过程均受到不同因素的影响。

深水气井测试管柱中的水合物生成区域预测是水合物流动障碍形成和演化研究的基础, 主要包括井筒温度压力和水合物生成相平衡条件的计算, 目前关于这方面的研究已经较成熟。Wang等[11, 37]、Zhang等[38]建立并完善了深水井筒温度压力预测模型及水合物生成区域定量预测方法, 本文采用文献中的方法对深水气井测试管柱中的水合物生成区域进行预测。

在深水气井测试过程中, 地层产出的大量天然气和少量水在测试管柱中高速流动, 其中自由水以管壁上的液膜和气相中的液滴两种形式存在, 管柱中呈现的是环雾流流型[39]。在环雾流条件下, 当满足水合物生成的温度和压力条件时, 管壁上的液膜和气相中的液滴均会生成水合物。Wang等[33, 35]发现环雾流中液膜生成的水合物会由于与管壁间的较强黏附力而全部沉积附着在管壁上, 但气相中生成的水合物颗粒却不会全部沉积附着在管壁上, 其中部分水合物颗粒会由于高速气流的携带作用而随之流动。同时, 由于管壁上波动液膜的雾化作用, 运移到液膜中的部分气相中的水合物颗粒又会被携带返回气相中。用有效沉积系数（S）来表征气相中水合物颗粒在管壁上的沉积附着过程。有效沉积系数是气相中沉积附着在管壁上的水合物颗粒量与运移到液膜中的总水合物颗粒量的比值。环雾流中水合物生成和沉积速率计算式如下。

$\frac{\text{d}{{m}_{\text{hf}}}}{\text{d}t}\text{=}\frac{{{M}_{\text{h}}}}{{{M}_{\text{g}}}}Y\text{ }{{k}_{\text{1}}}\text{ exp}\left( \frac{{{k}_{\text{2}}}}{{{T}_{\text{s}}}} \right){{A}_{\text{gf}}}{{T}_{\text{sub}}}$ （1）

$\frac{\text{d}{{m}_{\text{hd}}}}{\text{d}t}=\frac{{{M}_{\text{h}}}}{{{M}_{\text{g}}}}Y\text{ }{{k}_{\text{1}}}\text{ exp}\left( \frac{{{k}_{\text{2}}}}{{{T}_{\text{s}}}} \right){{A}_{\text{gf}}}{{T}_{\text{sub}}}+\frac{{{C}_{\text{he}}}}{{{C}_{\text{le}}}}{{R}_{\text{dl}}}{{A}_{\text{gf}}}S$ （2）

随着水合物生成和沉积的持续进行, 管柱内壁上将出现一层逐渐生长变厚的水合物沉积层, 这会造成管柱中有效过流面积逐渐减小。不同时间不同位置处的管柱有效内径计算式如下：

$r_{\text{e, }i}^{\left( j\text{+1} \right)}=\sqrt{{{\left[ r_{\text{e}, i}^{\left( j \right)} \right]}^{2}}-\frac{\text{1}}{{{\rho }_{\text{h}}}\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }}\frac{\text{d}m_{\text{hd, }i}^{\left( j\text{+1} \right)}}{\text{d}z}}$ （3）

管柱有效内径减小会影响管柱中的流体流动, 增大流体压力损失。在水合物生成和沉积的条件下, 垂直管柱中的流体压降主要由摩阻压降、重力压降及变径导致的节流压降等引起。因此, 当考虑水合物沉积层生长的影响时, 管柱中流体压降可由下式计算[40]：

$\frac{\text{d}p}{\text{d}z}={{\rho }_{\text{a}}}g\text{sin}\theta +\frac{f{{\rho }_{\text{a}}}v_{\text{a}}^{\text{2}}}{2}\frac{{{S}_{\text{p}}}}{{{A}_{\text{p}}}}+\frac{{{\rho }_{\text{a}}}{{v}_{\text{a}}}\text{d}{{v}_{\text{a}}}}{\text{d}z}+\frac{\text{d}{{p}_{\text{t}}}}{\text{d}z}$ （4）

以某深水气井X井（直井）为例, 对该井测试过程中的水合物流动障碍形成过程进行分析。该井水深为1 447 m, 井深为3 474 m, 产层平均温度为91 ℃, 产层平均压力为38.7 MPa, 泥线温度为3 ℃, 海平面温度为25 ℃, 测试油管外径为114.3 mm（4.5 in）, 内径为85.7 mm（3.375 in）, 测试产量为（20~100）× 104 m3/d。产出气体组分如表1所示。井身结构如图1所示。

表1 深水气井X井产出气体组分表

图1 深水气井X井井身结构示意图

在该井测试过程中水合物生成区域预测的基础上, 通过计算测试管柱中水合物生成和沉积速率, 可以得到水合物流动障碍的形成情况。管柱中水合物沉积层随着水合物生成和沉积而逐渐增厚, 且由于不同位置处的温度压力差异会导致不同的水合物生成和沉积速率, 故管柱中存在一个因水合物沉积层非均匀生长而缩径最大的位置, 该处是发生水合物流动障碍最危险的地方。图2是气、液产量分别为44× 104 m3/d和16 m3/d条件下管柱无因次有效内径（管柱当前缩径最大处内径与初始内径的比值）、流体压降及井口压力随时间的变化情况。可以看出, 随着管壁上水合物沉积层逐渐生长, 管柱中的总压降会逐渐增大, 造成井口压力随之逐渐减小。这主要是因为当管柱有效内径减小时, 流体的摩阻压降会随之明显增大, 且存在不同位置处有效内径变化而导致的节流效应。井口压力是现场可实时测量的为数不多的重要参数之一, 故在稳定产量测试条件下的井口压力降低可作为管柱中发生水合物生成和沉积的重要标志。从图2中还可以看出, 管柱无因次有效内径的变化呈现出3个典型的区域, 即缓变区、突变区和急变区。在缓变区内, 无因次有效内径随着水合物生成和沉积而缓慢减小, 且管柱中的流体压降逐渐增大、井口压力逐渐减小, 该区域持续时间最长, 在该区域内管柱中的流体流动是安全的。当管柱无因次有效内径减小到0.6时, 将由缓变区进入突变区, 在该区域内, 管柱无因次有效内径明显减小, 管柱中的流体压降明显增大、井口压力明显减小, 且后续变化还将更加剧烈, 故突变区是管柱中流体流动由安全变为危险的转折。一旦管柱无因次有效内径小于0.4, 将由突变区进入急变区, 此时管柱中的压降急剧增大、井口压力急剧减小, 该区域持续时间很短, 是发生水合物堵塞的危险区。因此, 本文选择0.5作为发生流动障碍的管柱无因次有效内径临界值, 对应的时间作为安全测试窗口。图2中安全测试窗口为7.86 h。

图2 深水气井X井测试过程中水合物流动障碍演化规律

2 基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法

由前文研究可知, 深水气井测试管柱中生成的水合物并不是全部沉积附着在管壁上, 且管壁上发生水合物沉积也并不一定会堵塞管柱, 管柱中发生水合物堵塞是需要一定时间的, 即有一定的安全测试窗口。因此, 本文提出一种基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法。针对不同的测试操作, 又分为稳定测试产量和变测试产量下的水合物流动障碍防治方法。

2.1 稳定测试产量下的水合物流动障碍防治

深水气井测试过程中的水合物流动障碍形成和演化规律受测试产量和水合物抑制剂浓度的影响。本文以乙二醇为例进行分析, 但本文提出的方法也适用于其他醇类抑制剂。图3是深水气井X井产出气体在不同醇水比（乙二醇与水的体积比）下生成水合物的相平衡温度和压力变化曲线。可以看出, 随着乙二醇浓度的增大, 水合物相平衡曲线向左上方移动, 意味着水合物生成所需的压力更高、温度更低, 即水合物更难生成。

图3 不同醇水比下水合物生成相平衡温度-压力曲线

图4是不同醇水比和不同测试产量下测试管柱中的水合物生成区域分布情况。在一定的测试产量和抑制剂浓度下, 图中曲线的上下端点间的区域即为水合物生成区域。可以看出, 随着测试产量和抑制剂浓度的增大, 水合物生成区域逐渐缩小。这主要是因为随着抑制剂浓度的增大, 测试管柱中水合物生成的温度和压力条件更加苛刻; 而随着测试产量的增大, 管柱中温度升高、压力减小, 管柱中更难生成水合物。此外, 在一定的抑制剂浓度下, 存在使管柱中水合物生成区域完全消失的临界测试产量, 且该临界产量值随着水合物抑制剂浓度增大而减小。例如, 当醇水比为0:1和0.5:1时, 管柱中水合物生成区域消失的临界测试产量分别为62× 104 m3/d和40× 104 m3/d。

图4 不同醇水比和测试产量下管柱中水合物生成区域变化

通过计算管柱中的水合物生成和沉积速率可以得到不同抑制剂浓度和测试产量条件下水合物流动障碍演化规律。由图5可知, 管柱最小有效内径随着测试产量的增大而先减小后增大。这主要是因为水合物生成和沉积速率受温度压力和气液接触面积的共同影响。同时, 在一定测试时间下, 随着水合物抑制剂浓度的增大, 不同测试产量下管柱的有效内径均增大。这主要是因为：一方面, 水合物抑制剂的注入缩小了管柱中的水合物生成区域; 另一方面, 水合物抑制剂降低了管柱中的水合物生成和沉积速率, 进而降低了管壁上水合物沉积层的生长速度, 故管柱的有效内径缩小幅度随之降低, 即水合物流动障碍风险降低。此外, 在测试时间为9 h条件下, 测试产量为（34~55）× 104 m3/d时均可能存在水合物流动障碍风险, 但当注入较低浓度的抑制剂（醇水比为0.125:1）时, 即可避免水合物流动障碍风险。

图5 不同醇水比下管柱无因次有效内径变化

图6是测试产量为44× 104 m3/d时不同醇水比下井口压力和管柱中总压降随测试时间的变化规律。可以看出, 同一测试时间, 随着抑制剂浓度的增大, 测试管柱中的总压降减小、井口压力降低速率明显减小。这主要是因为抑制剂的注入降低了水合物生成和沉积速率, 进而减小了管柱有效内径降低的幅度, 使得管柱中的流体压力损耗减小, 故井口压力可在更长时间内保持在安全范围之内。

图6 不同醇水比下井口压力和总压降随时间变化

基于上述研究可知安全测试窗口是测试过程中发生水合物流动障碍的临界时间, 这意味着只要保证测试时间在安全测试窗口内就能满足正常测试要求。图7是不同抑制剂浓度和不同测试产量下的安全测试窗口变化。可以看出, 不同测试产量下的安全测试窗口不同, 且当添加一定浓度的水合物抑制剂时, 安全测试窗口将会明显延长。因此, 当设计的某一测试产量下的测试时间小于该测试产量下的安全测试窗口时, 不用采取水合物防治措施。若在设计测试时间内存在水合物流动障碍风险, 则可以根据测试时间要求选择注入较低浓度的水合物抑制剂, 以此保证在降低抑制剂注入成本的情况下安全高效地完成测试任务。例如, 当测试产量为50× 104 m3/d、设计测试时间为10 h时, 醇水比为0.125:1即可防止水合物流动障碍的发生。同时, 结合现场实时监测的井口压力变化, 可以对测试管柱中的水合物流动障碍进行实时评估, 以确保整个深水气井测试过程的流体流动安全。

图7 不同醇水比和测试产量下安全测试窗口变化

2.2 变测试产量下的水合物流动障碍防治

在深水气井测试过程中, 为了更好地获得储集层参数、评估气藏产能等, 往往需要对不同测试产量进行试井分析, 一般采取四点测试法[15], 且常用的测试顺序是由低产量向高产量逐渐变化, 如表2所示。在前文研究的基础上, 本文提出通过合理改变不同测试产量的低、高交叉测试顺序来防治水合物流动障碍, 改变后的不同产量的测试顺序如表2所示。可以看出, 改变后的测试顺序是低、高产量交叉的, 该变化有助于避免管柱中水合物的持续生成和沉积。

表2 不同测试产量的测试制度表

随着测试产量的增大, 测试管柱中的高温流体向外界低温环境的热损失速率降低, 流体温度升高、压力降低, 管柱中的水合物生成区域随之减小。测试产量超过一定值后, 整个管柱内将不再满足水合物生成条件, 当管柱中原本满足水合物生成条件的位置由于产量增大而不再满足水合物生成条件时, 将导致原来沉积附着在管壁上的水合物沉积层发生分解, 水合物沉积层厚度逐渐减小。水合物沉积层分解主要受分解表面积和分解过冷度控制, 由于不同时间和位置处的温度压力及水合物沉积层厚度不同, 水合物分解速率是随时间和位置变化的, 可以由Goel等[41]提出的公式计算得到：

$\frac{\text{d}m_{\text{dc}, i}^{\left( j \right)}}{\text{d}t}={{M}_{\text{h}}}{{K}_{\text{d}}}A_{\text{ds}, i}^{\left( j \right)}{{\left[ f_{\text{e}, i}^{\left( j \right)}-f_{\text{g}, i}^{\left( j \right)} \right]}^{n}}$ （5）

其中 $A_{\text{ds}, i}^{\left( j \right)}=\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }{{\left[ r_{\text{e}, i}^{\left( j \right)} \right]}^{2}}$

当沉积附着在管壁上的水合物沉积层发生分解时, 考虑不同时间和位置处水合物分解速率的差异, 管柱有效内径的变化可以由下式得到：

$r_{\text{e, }i}^{\left( j\text{+1} \right)}=\sqrt{{{\left[ r_{\text{e}, i}^{\left( j \right)} \right]}^{2}}+\frac{\text{1}}{{{\rho }_{\text{h}}}\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }}\frac{\text{d}m_{\text{dc, }i}^{\left( j\text{+1} \right)}}{\text{d}z}}$ （6）

当测试产量由低变高时, 管柱内的气体流速增大, 沉积在管壁上的水合物沉积层所受到的流体剪切力作用增大。当水合物沉积层受到的流体剪切力大于脱落的临界剪切力时, 部分水合物沉积层脱落（见图8）, 管柱有效内径增大, 这将降低管柱中的水合物沉积风险。因此, 在变测试产量下计算水合物沉积层厚度时, 应该考虑水合物沉积层脱落的影响。对于某一位置处管壁上的水合物层是否会因流体剪切作用而脱落可以由Di Lorenzo等[42]提出的以下判别标准得到：

$\left\{ \begin{align} & \sigma _{\text{f}, i}^{\left( j \right)}\sigma _{\text{h}, i}^{\left( j \right)}\quad 脱落\ \ \\ & \sigma _{\text{f}, i}^{\left( j \right)}\le \sigma _{\text{h}, i}^{\left( j \right)}\quad 不脱落\ \ \\ \end{align} \right.$ （7）

其中 $\sigma _{\text{f}, i}^{\left( j \right)}=-\frac{r_{\text{e}, i}^{\left( j \right)}}{2}\frac{\text{d}p_{i}^{\left( j \right)}}{\text{d}z}$

图8 管壁上水合物沉积层脱落示意图

考虑水合物沉积层剪切脱落的影响, 新的管柱有效内径可以由下式计算得到：

$r_{\text{e}, i}^{\left( j\text{+1} \right)}=r_{\text{e}, i}^{\left( j \right)}\text{+d}\delta _{i}^{\left( j\text{+1} \right)}$ （8）

通过对常规测试制度下井筒温度、压力和水合物生成、沉积及分解的计算, 可得到测试管柱中的流动障碍风险。从图9中可以看出, 常规测试制度下, 在前两个测试产量下, 测试管柱中一直存在水合物生成区域, 管柱中持续发生水合物的生成和沉积, 水合物沉积层逐渐生长增厚, 故管柱最小有效内径随着时间延长逐渐减小。而在后两个测试产量下, 由于产量增大, 管柱中的温度升高、压力降低, 使整个井筒中不存在水合物生成区域, 前两个产量下沉积附着在管壁上形成的水合物沉积层逐渐分解, 且产量越大, 水合物分解越快。但总的来说, 由于在前两个测试产量下管柱最小有效内径会低于发生流动障碍的临界值, 故常规测试制度下管柱中存在水合物流动障碍风险。

图9 常规测试制度下水合物生成区域和无因次有效内径变化曲线

从图10中可以看出, 低、高交叉测试制度下, 在第1和第3测试产量下测试管柱中会存在水合物生成区域, 而在第2和第4测试产量下测试管柱中的水合物生成区域将完全消失, 由此避免了测试管柱中水合物生成区域的长时间持续出现, 有利于控制测试管柱中的水合物流动障碍风险。在低产量下生成、沉积在管壁上的水合物沉积层会在下一个高产量下由于温度升高而分解。同时, 在第1和第3测试产量分别向第2和第4测试产量转变时, 测试产量的突然增大引起的部分水合物沉积层脱落还会造成有效内径突然增大。在上述因素的共同影响下, 测试管柱最小有效内径一直保持在流动障碍临界值以上。相比于常规测试制度, 该测试制度下管柱的最小无因次有效内径将增大至0.74。从图10中还可以看出, 注入抑制剂后（醇水比为0.125:1）, 低、高交叉测试制度下测试管柱的最小无因次有效内径将进一步增大至0.85。由此可见, 在采用低、高交叉测试制度时, 若在危险的测试产量下再辅以注入低浓度的水合物抑制剂, 测试管柱中的水合物流动障碍风险将进一步降低。因此, 通过合理改变不同测试产量的低、高交叉测试顺序能有效降低管柱中的水合物流动障碍风险, 而辅以低浓度的抑制剂注入可进一步提高该方法的有效性和实用性。相比于传统的水合物防治方法, 该方法可以大幅度降低水合物抑制剂用量, 甚至可能完全不需要注入抑制剂。

图10 低高交叉测试制度下水合物生成区域和无因次有效内径变化曲线

表3是设计测试时间为15 h条件下本文方法与传统方法的抑制剂用量对比表。可以看出, 相比于传统的水合物完全防止方法, 本文提出的基于安全测试窗口的方法能降低抑制剂用量50%以上, 有望成为一种经济高效的水合物流动障碍防治方法。该方法主要是针对持续时间长、抑制剂用量大的正常测试过程, 对于深水气井初开井、清井等阶段, 由于这些阶段持续时间短、过程复杂, 故不建议使用该方法来防治水合物流动障碍。

表3 不同水合物防治方法的抑制剂用量对比表
3 结论

随着测试管柱内水合物生成和沉积的持续发生, 管柱有效内径和井口压力逐渐减小, 呈现出缓变、突变和急变3个典型过程, 且存在安全测试窗口。测试管柱中的水合物流动障碍风险随测试时间增大而增大, 随抑制剂浓度增大而减小, 随测试产量增大而先增大后减小。

深水气井测试安全测试窗口是水合物流动障碍高效防治的重要参数, 不同测试产量及不同抑制剂浓度下有不同的安全测试窗口。在稳定测试产量下, 当设计测试产量下的测试时间小于该产量下的安全测试窗口时, 可以不采取水合物防治措施; 反之, 则可以通过注入较低浓度的水合物抑制剂来有效延长安全测试窗口, 保障测试流动安全。在变测试产量下, 通过合理调整不同测试产量的低、高交叉测试顺序, 能有效增大测试管柱的最小无因次有效内径, 在不注入抑制剂条件下也能有效防止水合物流动障碍的形成。若辅以低浓度的水合物抑制剂注入, 该方法的效果更好。

本文提出的基于安全测试窗口的水合物流动障碍防治方法能显著降低深水气井正常测试期间的抑制剂注入量, 有望成为一种经济高效的水合物流动障碍防治方法。

符号注释：

Ads— — 水合物分解表面积, m2; Agf— — 气液接触面积, m2; Ap— — 管柱内截面积, m2; Che— — 气相中水合物颗粒质量浓度, kg/m3; Cle— — 气相中液滴质量浓度, kg/m3; g— — 重力加速度, m/s2; f— — 表面摩擦系数, 无因次; fe— — 三相平衡逸度, Pa; fg— — 气体逸度, Pa; i— — 位置节点序号; j— — 时间节点序号; k1— — 动力学参数, kg/(m2· K· s); k2— — 动力学参数, K; Kd— — 水合物分解速率常数, mol/(m2· Pa· s); mdc— — 水合物分解量, kg; mhd— — 水合物沉积量, kg; mhf— — 水合物生成量, kg; Mg— — 平均气体摩尔质量, kg/mol; Mh— — 水合物摩尔质量, kg/mol; n— — 水合物分解系数, 无因次; p— — 压力, Pa; pt— — 变径引起的节流压降, Pa; Rdl— — 环雾流中的液滴沉积速率, kg/(m2· s); re— — 管柱有效内径, m; S— — 有效沉积系数, 无因次; Sp— — 管柱湿周, m; t— — 时间, s; Ts— — 系统温度, K; Tsub— — 热力学过冷度, K; va— — 流体流速, m/s; Y— — 表征传质传热强度的系数, 无因次; z— — 位置, m; θ — — 井斜角, （° ）; ρ a— — 流体平均密度, kg/m3; ρ h— — 水合物密度, kg/m3; σ f— — 管柱中流体对沉积在管壁上的水合物层的剪切力, Pa; σ h— — 管柱内壁上水合物层脱落的临界剪切力, Pa; δ — — 水合物沉积层厚度, m。

（编辑 胡苇玮）

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