固態流化采掘海洋天然氣水合物藏破碎參數的優化設計

王國榮 黃 蓉 鐘 林 王雷振 周守為 劉清友

1.西南石油大學機電工程學院 2.中國海洋石油集團有限公司3.“油氣藏地質及開發工程”國家重點實驗室·西南石油大學 4.西華大學流體機械及動力機械教育部重點實驗室

0 引言

盡早實現天然氣水合物(以下簡稱水合物)的開發利用，是解決我國后續能源供給的有效途徑[1-3]。針對我國南海水合物具有埋藏淺、膠結性差的特點，傳統的開采方法有可能導致海底非成巖水合物無序分解，進而對水合物儲層的海底結構穩定性造成影響誘發地質災害[4-5]。

周守為院士提出了一種新的開采方法——固態流化開采，形成了一種新的開采工藝。該方法利用前端采掘破碎工具打領眼井，在領眼與射流破碎井筒之間設計圓錐形過渡段以利于破碎顆粒的上排，再通過連續油管下放噴嘴進行射流破碎，完成射流流化開采。水射流技術是近20年發展起來的一門新技術，它是高壓水通過噴嘴完成清洗、切割、破碎等各種工藝的技術[6-7]。該工藝能夠保證海底水合物壓力、溫度場平衡，有效解決常規開采方法所面臨的問題，實現海洋水合物的安全、高效、綠色鉆采[8]。

基于固態流化開采工藝，原中國海洋石油總公司在我國南海北部荔灣3站位依托深水工程勘察船“海洋石油708”，取得全球首次成功實施海洋淺層非成巖水合物固態流化試采作業[9]。但當前并沒有相關的研究對實際工程中水合物射流破碎效率的影響參數進行分析。

筆者針對噴嘴直徑、泵壓變化對射流破碎影響進行相應的研究，同時基于商業開采天然氣水合物12×104m3/d的需要，對海洋非成巖水合物藏固態流化商業化采掘破碎參數進行分析計算。研究過程中，根據王國榮等[10]的實驗研究，建立單噴嘴數值仿真分析確定射流破碎臨界速度；再對不同噴嘴直徑、泵壓條件進行數值仿真分析，確定相關參數變化曲線；最后結合商業開采所需產量確立一套系統的水合物的采掘工況參數，繼而為未來水合物射流破碎商業化開采的提供相關的研究基礎。

1 仿真模型建立

1.1 數學模型

模擬計算中通常選用Fluent中的標準k—ε湍流模型，k方程為ε方程為：

式中ρ表示流體密度，k表示湍動能，ε表示耗散率；μ是流體的動力黏度；GK、Gb分別表示由于平均速度梯度和浮力引起的湍動能；YM表示可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響；xi表示坐標方向、μi表示時均速度、μt表示湍流黏度，σk、σε表示k和ε對應的prandtl數；Sk和Sε表示用戶自定義的源項；C1ε、C2ε和 C3ε表示經驗常數。

湍流黏性系數：

在 Fluent中，Cμ是 常 量，C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09，湍動能k與耗散率ε的湍流普朗特數分別為 σk=1.0，σε=1.3[11-12]。

1.2 參數選擇

本文建模應用噴嘴射流流場模擬試驗中，考慮到網格的精度問題，又是二維規則模型，所以采用四邊形網格單元。綜合考慮模型的計算規模和網格的計算精度，最終以0.05的精度劃分網格單元。由于本模擬實驗的模型相對比較簡單，所以采用的是結構化網格，這樣可以減少運算量，提高運算速度。

筆者使用ICEM軟件對噴嘴模型進行結構化網格劃分，噴嘴模型的網格局部放大如圖1所示。ABCG為噴嘴結構區域，GFEDC為流場區域，為了能清楚地表示網格的結構，將外流場縮短實際模型中，外流場的寬度為300 mm，長度達1 m。

圖1 網格局部放大圖

研究單噴嘴模型主要分析單噴嘴直徑的變化，忽略其他結構的影響。把射流噴嘴結構簡化為圖1，噴嘴直徑為2 mm，其中AB為壓力入口，BC為壁面，CDEF為壓力出口，因為射流流場為規則矩形，因此采用對稱軸模型，AGF為對稱軸。邊界條件定義：VOF模型、k—ε方程，入口邊界條件定義為Pressure-inlet，出口邊界條件為Pressure-outlet，選取的泵壓分別為：入口為3.0、4.3、5.0 MPa，出口壓力為0.1 MPa，進出口紊流強度均為5%，其他邊界為壁面條件。

1.3 射流破碎實驗

需要確定天然氣水合物試樣的臨界破碎速度，采用室內實驗的方法研究水合物射流破碎，因水合物制備較為困難，實驗條件受限，考慮到冰與水合物力學性質較為接近[13-14]，采用泥沙與水混合凍制的試樣如圖2所示，替代真實的水合物沉積物作為水射流實驗對象，試樣為圓柱狀，中間預留領眼，用于噴射頭無障礙下放，其上安裝有多個噴嘴，該實驗中所用到的噴嘴如圖2所示，該噴嘴已在2017年5月試采使用。

圖2 射流破碎實驗照片

實驗過程中，采用噴嘴直徑2 mm，水射流壓力在3～5 MPa調節（調節幅度為0.1 MPa），試驗記錄不同壓力條件下的破碎腔半徑。得到的破碎腔半徑隨水射流壓力的變化如圖3所示。

圖3 射流壓力對破碎腔半徑的影響圖

圖3描述了水射流壓力由3 MPa增至5 MPa，破碎腔半徑逐漸增加，當射流壓力達到4.3 MPa時，破碎腔半徑為250 mm，此后隨射流壓力增加，破碎腔半徑基本沒有變化，因此最終噴嘴射流破碎能夠達到破碎腔半徑為250 mm。

根據多次實驗結果分析，射流破碎實驗所能達到最遠射流距離為250 mm，由此確定4.3 MPa的射流壓力所對應的射流破碎距離250 mm的速度為臨界破碎速度。

1.4 臨界破碎速度

天然氣水合物射流破碎仿真分析時需要確定相應的天然氣水合物臨界破碎速度。因此，根據天然氣水合物破碎實驗結果，在沒有考慮圍壓的情況下，結合仿真分析得到的速度分布，如圖4所示。仿真分析過程中的其他參數為：泵壓介于15～21 MPa，調節幅度為1 MPa，出口壓力根據我國南海試采所得到的水合物分布層深度為1 420 m，海水密度為1 005.3 kg/m3，則計算的深海圍壓約為14 MPa，計算域的尺寸相同，進出口大小和尺寸也相同。

圖4 射流壓力4.3 MPa下的噴嘴速度分布圖

從圖4可以看出，射流的軸向速度變化很明顯，從射流出口速度的最大值經過很短的射流距離就迅速減小。因此，與實驗結果對比，選擇壓力為4.3 MPa條件下的實驗數據，以此參數作為仿真的邊界條件，通過單噴嘴仿真模擬，得到水射流到達250 mm處的速度，并以此速度作為能夠達到破碎效果的臨界速度。通過對單噴嘴射流模型的建立，依據實驗所得到的參數對比分析得到了天然氣水合物試樣破碎的臨界速度24 m/s。

2 單噴嘴射流仿真結果分析與討論

根據仿真分析不同泵壓下5種直徑噴嘴的流場變化，以射流距離為250 mm處的臨界速度（V0）為標準，通過改變泵壓、噴嘴直徑（噴射壓力相當于從0依次升高至7 MPa，噴嘴直徑從2 mm依次增加至6 mm），確定滿足該臨界速度的噴射距離即破碎腔半徑；并通過仿真結果，得到不同泵壓、噴嘴直徑對排量的影響曲線。

圖5所示描述了臨界速度下單噴嘴直徑和泵壓對射流距離的影響變化曲線。

圖5 單噴嘴直徑和泵壓對射流距離的影響圖

從圖5中可以看出，泵壓對射流距離的影響有重要關系，即當泵壓小于18 MPa時，射流距離增長速率較大，當泵壓超過18 MPa時，射流距離隨泵壓的變化則增長率變緩。而相同泵壓下，隨噴嘴直徑的增加，射流距離逐漸增大，但不同泵壓下，噴嘴直徑對射流距離增長率的影響并不相同，泵壓越大，隨噴嘴直徑增加，射流距離增長率越大，其主要是由于當泵壓增加到一定值時，噴嘴直徑的影響作用加大，這時候增加噴嘴直徑，可以達到更大的破碎距離。

此外，此處的研究結果可為后文采掘直徑的選擇提供參數，即確定采掘直徑后，基于此圖可得到相應的噴嘴直徑下所需泵壓。

圖6所示描述了單噴嘴泵壓和噴嘴直徑對噴嘴射流排量的影響變化曲線。

圖6 單噴嘴直徑和泵壓對射流排量的影響圖

從圖6中可知，在不同噴嘴直徑下，泵壓和排量基本呈現呈正比的變化趨勢，隨著泵壓的提高，排量相應的提高；此外，從圖6中也可看出，在噴嘴直徑較小時，排量隨著泵壓的增長趨勢平緩，而隨著噴嘴直徑增大，排量隨著泵壓的增長趨勢越來越明顯。因此，仿真結果可以表明，在噴嘴直徑較大時，想要很快達到一定的射流距離，必須盡可能的增大噴射泵壓，相應的提高排量，以滿足工程的需要。

3 采掘破碎工作參數

2017年5月，原中國海洋石油總公司（現中國海洋石油集團有限公司）在南海首次成功實施海洋淺層非成巖天然氣水合物固態流化試采作業，初步證明海洋天然氣水合物固態流化開采方法的可行性。

依據水合物商業開采需求，原中國海洋石油總公司相關單位進行經濟、產量、設備等條件綜合分析，確定滿足商業開采的日產氣量為12×104m3。如圖7所示，日產氣量所對應的參數即日采掘量，影響日采掘量的主要是破碎腔半徑、破碎腔長度、破碎效率。所需確定的主要參數：噴嘴直徑、泵壓、排量等。

圖7 日采掘量影響參數圖

破碎腔的長度主要依據目前國內外水平井發展現狀決定，就目前世界水平井技術能力能夠滿足商業開采的開采長度[13]。

根據圖6所示的單噴嘴直徑和泵壓對排量的影響變化曲線，結合噴嘴射流破碎實驗中所用噴頭（共31個單噴嘴），確定總排量的變化曲線，如圖8所示。在確定泵壓的情況下，能夠得到不同噴嘴直徑所需不同的排量。

基于水合物日產氣量的需求，確定單日水合物沉積物的采掘量。

純水合物與產氣量體積之比為1∶168，水合物沉積物礦藏孔隙度為0.4，水合物飽和度為50%進行計算[15-17]，日產氣量需達到12×104m3，則由式（4）確定日水合物沉積物的采掘量應達到2.48 m3/min。

圖8 總排量的變化曲線圖

式中V表示產氣量，104m3/d；Sr表示水合物在空隙中的飽和度；φ表示水合物礦體的孔隙度； 表示純水合物的儲氣量，m3/m3；η表示破碎效率，m3/min。

為滿足水合物采掘量2.48 m3/min的商業開采效率，且基于試采連續油管回拖速度為5 m/min，選擇射流破碎孔徑為800 mm。則破碎效率表示為：

式中D表示破碎孔眼直徑，m；d表示領眼直徑，m；L表示破碎孔眼長度，m；t1表示破碎時間，min。

因v1t1=L，式（5）可改寫為：

式中v1表示破碎速度，m/min。

基于800 mm的破碎孔徑，根據圖6所示的單噴嘴直徑和泵壓對射流距離的影響變化曲線確定不同的噴嘴直徑所需要的壓力，根據圖7所示的總排量隨著泵壓和噴嘴直徑的變化曲線確定相應的排量參數如表1所示，表1確定了3種噴嘴直徑所對應的排量、泵壓參數。由于射流距離確定，噴嘴直徑選取2、3 mm時，所需泵壓過大則不予考慮。

表1 水合物破碎參數表

4 結論

通過水合物射流破碎實驗研究和仿真數值分析，確定了射流破碎臨界速度；再對不同射流參數進行數值仿真分析，得到了影響射流破碎的變化曲線。對其商業化采掘破碎的參數設計計算得到如下結論：

1）確定了水合物射流破碎臨界速度為24 m/s?；诖伺R界速度，通過改變不同參數進行數值仿真分析確定噴嘴直徑、泵壓、排量的關系曲線。

2）以水合物產氣量12×104m3/d商業開采需求目標，確定了水合物沉積物的采掘量應達到2.48 m3/min，對應的射流破碎孔徑為800 mm，相應得到水合物破碎參數（噴嘴直徑、泵壓、排量）。

3）在噴嘴直徑確定情況下，直接提升排量和壓力，會對工藝流程中其他零部件造成一定的損害，因此還需結合所需噴嘴結構和噴嘴排列方式等方面入手，最終根據產量確立一套系統的天然氣水合物的破碎工況參數，繼而為未來水合物射流破碎商業化開采的提供相關的研究基礎。