岑康，江鑫，楊靜，朱遠(yuǎn)星

抑制水合物凍堵的天然氣開井動(dòng)態(tài)模擬研究

岑康1*，江鑫1，楊靜2，朱遠(yuǎn)星1

1.西南石油大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，四川成都610500
2.中國石油集團(tuán)工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司，四川成都610000

針對(duì)天然氣井工藝管道在開井過程中極易產(chǎn)生水合物凍堵的問題，采用Dynsim軟件建立了開井工況動(dòng)態(tài)模擬模型，討論了開井流量、工藝管道敷設(shè)方式與保溫層厚度、節(jié)流調(diào)節(jié)方案對(duì)節(jié)流后溫度壓力的影響，分析了開井過程中外界熱交換的動(dòng)態(tài)變化特征及對(duì)開井過程的影響，提出了加熱爐前工藝管道優(yōu)化設(shè)計(jì)與開井過程水合物優(yōu)化控制方案。結(jié)果表明：開井流量對(duì)水合物生成風(fēng)險(xiǎn)具有重要影響，開井流量越小，水合物生成風(fēng)險(xiǎn)越大，但不管開井流量如何調(diào)整，井口工藝管道內(nèi)均存在水合物生成風(fēng)險(xiǎn)；在保證下游出口超壓在可接受范圍的前提下，應(yīng)通過同時(shí)調(diào)節(jié)各級(jí)節(jié)流閥或主要調(diào)節(jié)二級(jí)與三級(jí)節(jié)流閥來盡量增大開井流量，并配合注醇、加熱等方式來避免在工藝管道中生成水合物；井口至加熱爐前的工藝管道宜采用埋地敷設(shè)方式，埋地敷設(shè)管道無需保溫，而架空敷設(shè)管道宜加保溫措施。

天然氣井；開井；動(dòng)態(tài)模擬；水合物；優(yōu)化設(shè)計(jì)

引言

在天然氣井尤其是高壓高產(chǎn)天然氣井投產(chǎn)開井或停輸再啟動(dòng)開井過程中，井口流體溫度、壓力等參數(shù)處于不斷變化的狀態(tài)，是一個(gè)明顯的動(dòng)態(tài)過程。在開井初期井筒上部和井口一級(jí)節(jié)流閥前工藝管道內(nèi)的氣體與周圍環(huán)境經(jīng)過長時(shí)間的換熱已接近環(huán)境溫度，而此時(shí)井筒壓力又往往較高，使得開井初期節(jié)流閥后管內(nèi)介質(zhì)溫度可能變得非常低，極易在加熱爐前的井口工藝管道中生成水合物而出現(xiàn)凍堵現(xiàn)象［1-3］。此外，開井過程中工藝管道內(nèi)流體介質(zhì)可能出現(xiàn)的極端低溫的大小與持續(xù)時(shí)間的長短也直接關(guān)系到工藝管道的合理選材問題［4］。因此，對(duì)開井過程動(dòng)態(tài)特征進(jìn)行深入細(xì)致地分析對(duì)于工藝管道優(yōu)化設(shè)計(jì)與開井過程水合物優(yōu)化控制方案制定具有重要意義。

然而，由于開井動(dòng)態(tài)過程持續(xù)時(shí)間較短，一般只持續(xù)幾分鐘至幾十分鐘不等，且動(dòng)態(tài)分析所需數(shù)據(jù)較多、難度較大，因此目前不管在井口工藝管道設(shè)計(jì)還是在現(xiàn)場實(shí)際開井操作中，均把開井過程看作擬穩(wěn)態(tài)過程進(jìn)行簡化處理，沒有對(duì)開井過程中各工藝管段內(nèi)介質(zhì)溫度壓力等參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化特征開展深入系統(tǒng)的分析研究［5-8］。例如，在現(xiàn)場開井操作中，完全依賴現(xiàn)場操作人員經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行各級(jí)節(jié)流閥的開關(guān)調(diào)節(jié)等操作，缺乏從理論的角度來分析并提供開井過程井口工藝管道水合物凍堵問題的優(yōu)化解決方案［9］。針對(duì)這一問題，筆者采用Dynsim軟件建立開井工況動(dòng)態(tài)模擬模型，研究流體溫度壓力等參數(shù)在開井過程中的動(dòng)態(tài)變化特征以及外界熱交換對(duì)開井工況的影響，以期為今后井場工藝管道的優(yōu)化設(shè)計(jì)與開井過程水合物優(yōu)化控制方案制定提供依據(jù)。

1 動(dòng)態(tài)模型建立與驗(yàn)證

1.1 氣井開井方式

天然氣井主要采用不放空開井和放空開井等兩種方式［9］。

（1）不放空開井方式

開井時(shí)先從外輸管線導(dǎo)氣進(jìn)入井場管路實(shí)現(xiàn)壓力平衡，然后按照正常生產(chǎn)工藝流程通過開啟和調(diào)節(jié)各級(jí)節(jié)流閥開度大小直接開井，直到井口及出站處的壓力、溫度等工藝參數(shù)穩(wěn)定。此種方式只在工藝管路中出現(xiàn)水合物凍堵等特殊情況時(shí)才放空，是目前最常用的開井方式。

（2）放空開井方式

開井時(shí)先從外輸管線導(dǎo)氣進(jìn)入井場管路實(shí)現(xiàn)壓力平衡。為防止在正常生產(chǎn)管路中出現(xiàn)水合物凍堵，先通過放空火炬放空，待井口油溫恢復(fù)正常后再切換到正常生產(chǎn)流程，然后調(diào)節(jié)各級(jí)節(jié)流閥開度，直到井口及出站處的壓力、溫度等工藝參數(shù)穩(wěn)定。由于需切換工藝流程，操作較為復(fù)雜，目前應(yīng)用較少，一般只在井口壓力高、節(jié)流壓降大的情況下采用。

1.2 分析案例描述

圖1 井場工藝流程簡圖Fig.1 The process flow diagram of the wellsite

以某氣田一口高產(chǎn)氣井為例進(jìn)行分析。該井井場工藝流程如圖1所示，實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)如表1所示，原料氣干基組分如表2所示。該井目前產(chǎn)層壓力約為38.0 MPa、所處地區(qū)年最低地表溫度約為10.0?C。在正常生產(chǎn)時(shí)，井口油壓為23.0 MPa、油溫80.0?C，流出物原料氣在井口進(jìn)行一級(jí)節(jié)流后，將壓力由23.0 MPa降至20.5 MPa、溫度降為76.8?C，在水套加熱爐處前進(jìn)行二次節(jié)流，節(jié)流后壓力降低為13.0 MPa、溫度進(jìn)一步降為57.0?C，然后進(jìn)入加熱爐進(jìn)行加熱，加熱后進(jìn)行3次節(jié)流，然后再次送入加熱爐加熱，最終出加熱爐時(shí)的壓力為9.1 MPa、溫度為48.0?C，然后進(jìn)入管匯，經(jīng)單井輪流分離計(jì)量后與其余各井來氣匯合總計(jì)量后外輸至集氣總站。井口至加熱爐之間工藝管道均采用聚氨酯保溫，保溫層厚度50 mm。

表1 氣井運(yùn)行工藝參數(shù)Tab.1 The operating parameters of the natural gas well

表2 氣井原料氣干基組分Tab.2 The dry basis components of the natural gas well

1.3 動(dòng)態(tài)模型的建立

Dynsim軟件是一款基于嚴(yán)格計(jì)算的、成熟的動(dòng)態(tài)過程模擬軟件，運(yùn)用基于機(jī)理的技術(shù)和嚴(yán)格的熱力學(xué)數(shù)據(jù)，提供準(zhǔn)確可靠的計(jì)算結(jié)果，用于解決從工程研究到操作員培訓(xùn)等工作中遇到的最棘手的動(dòng)態(tài)模擬問題［10-12］。Dynsim由Invensys/SimSci-Esscor開發(fā)，基于新一代用戶環(huán)境SIM4ME構(gòu)建，采用壓力驅(qū)動(dòng)流動(dòng)算法，對(duì)于可壓縮和不可壓縮系統(tǒng)均適用。Dynsim擁有完整的過程單元操作庫、傳遞函數(shù)庫和工具庫，除了常見的工藝流程單元如精餾塔、換熱器和壓縮機(jī)等外，模擬器還可以建立機(jī)械和電力單元模型如節(jié)流閥、斷路器、馬達(dá)等。本文主要應(yīng)用了Source、Sink、Drum、Pipe、Valve、Header等過程元件，建立了如圖2所示的動(dòng)態(tài)模擬模型。由于一般只可能在加熱爐前的工藝管道中產(chǎn)生水合物，因此本文所建動(dòng)態(tài)模型的物流終點(diǎn)選擇在二級(jí)節(jié)流后進(jìn)加熱爐前管道末端。動(dòng)態(tài)模型中的氣液平衡、氣相密度、焓值與熵值計(jì)算采用SRK模型，液相密度采用COSTALD模型，介質(zhì)黏度、熱傳導(dǎo)率、表面張力、摩阻等參數(shù)計(jì)算采用Dynsim內(nèi)置的嚴(yán)格算法。各級(jí)節(jié)流閥的CV值采用基于工藝條件計(jì)算CV值的方法［10］來計(jì)算確定：一級(jí)、二級(jí)和放空節(jié)流閥的CV值分別設(shè)為130、70、300，3個(gè)節(jié)流閥的總行程時(shí)間均設(shè)為5 s，并均假設(shè)其調(diào)節(jié)特性為線性。模型中各元件實(shí)際代表的設(shè)備或管段如表3所示。

圖2 動(dòng)態(tài)分析模型流程圖Fig.2 The dynamic analysis model

表3 動(dòng)態(tài)模型中各元件含義Tab.3 The meaning of each component in dynamic model

需要特別說明的是，Dynsim軟件沒有內(nèi)置針對(duì)動(dòng)態(tài)過程傳熱系數(shù)的實(shí)時(shí)在線計(jì)算算法，需要在動(dòng)態(tài)分析之前預(yù)先給定某一穩(wěn)態(tài)參考流量下的管道內(nèi)壁和外部傳熱系數(shù)。在動(dòng)態(tài)計(jì)算過程中，軟件再根據(jù)不同時(shí)刻的實(shí)際物料流量通過以下公式來實(shí)時(shí)修正相應(yīng)的管道內(nèi)壁和外部傳熱系數(shù)［10］

式中：

α1實(shí)際物料流量條件下的管道內(nèi)壁傳熱系數(shù)，W（/m2·K）；

W-動(dòng)態(tài)過程中物料的實(shí)際質(zhì)量流量，kg/s；

各工藝管段在參考條件下的穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)α1f與外部傳熱系數(shù)α2f則單獨(dú)采用PIPEPHASE軟件通過嚴(yán)格的傳熱計(jì)算獲得并預(yù)先輸入動(dòng)態(tài)模型中。根據(jù)表1提供數(shù)據(jù)計(jì)算得到的參考條件下的穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)值如表4所示。

表4 動(dòng)態(tài)模型中各元件的規(guī)格與在參考條件下的穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)Tab.4 The specifications of each component section and heat transfer coefficient under steady state reference condition in dynamic model

1.4 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

由于現(xiàn)場無法提供開井動(dòng)態(tài)過程的詳細(xì)記錄，為驗(yàn)證本文所建動(dòng)態(tài)模型的正確性，根據(jù)上述已建立的動(dòng)態(tài)模擬模型對(duì)如表1所示的該井正常生產(chǎn)工況進(jìn)行模擬，并與現(xiàn)場實(shí)際生產(chǎn)參數(shù)進(jìn)行比較，即：關(guān)閉放空節(jié)流閥XV3，采用試錯(cuò)法調(diào)節(jié)一級(jí)節(jié)流閥XV1和二級(jí)節(jié)流閥XV2的開度，當(dāng)一級(jí)節(jié)流閥XV1和二級(jí)節(jié)流閥XV2的開度分別設(shè)置為14.00%和12.97%時(shí)，計(jì)算得到此時(shí)的管道流量以及一級(jí)、二級(jí)節(jié)流閥后的壓力溫度參數(shù)，如表5所示。

從表5中可知，動(dòng)態(tài)模擬模型計(jì)算得到的相應(yīng)流量、溫度、壓力等關(guān)鍵參數(shù)值均能同時(shí)與現(xiàn)場實(shí)際參數(shù)高度吻合，表明所建動(dòng)態(tài)模擬模型中的傳熱系數(shù)等相關(guān)參數(shù)設(shè)置是合理的，模型計(jì)算結(jié)果是可信的，可作為后續(xù)研究的基礎(chǔ)。

表5 模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)際參數(shù)對(duì)比Tab.5 Comparison between the calculation results and by dynamical model and actual parameters

2 動(dòng)態(tài)模擬與結(jié)果分析

由于現(xiàn)場多采用不放空開井方式，因此后續(xù)部分僅對(duì)這一開井方式下的動(dòng)態(tài)工況進(jìn)行研究，定量分析開井過程中外界熱交換的動(dòng)態(tài)變化特征以及開井流量、工藝管道敷設(shè)方式與保溫層厚度、節(jié)流調(diào)節(jié)方案對(duì)節(jié)流后溫度壓力的影響規(guī)律。

后續(xù)分析中各動(dòng)態(tài)工況的初始穩(wěn)態(tài)條件均相同，即：所有閥門關(guān)閉；初始穩(wěn)態(tài)時(shí)假設(shè)井口和管內(nèi)介質(zhì)溫度已下降到與該地區(qū)年最低環(huán)境溫度10?C相同，井口油壓與產(chǎn)層壓力38.0 MPa相同，二級(jí)節(jié)流后進(jìn)加熱爐前的壓力為9.1 MPa。將上述初始條件輸入到前述動(dòng)態(tài)模型并運(yùn)行，待運(yùn)行正常后使用Dynsim軟件的Snapshot功能，以IC（Initial condition）模式保存在動(dòng)態(tài)模型中，作為后續(xù)各種開井動(dòng)態(tài)工況模擬分析的起始條件［10］。

2.1 外界熱交換的影響

2.1.1 分析方案

為考察外界熱交換對(duì)開井動(dòng)態(tài)過程的影響，基于前述建立的動(dòng)態(tài)模擬模型，設(shè)計(jì)了一級(jí)節(jié)流閥XV1開度分別為1.00%，2.00%，3.00%，6.18%，10.00%，20.00%，30.00%等7種具有不同開井流量的開閥方案，并配合保溫埋地、不保溫架空敷設(shè)等兩種不同熱交換邊界條件，對(duì)共計(jì)14種開井動(dòng)態(tài)工況進(jìn)行模擬分析，重點(diǎn)考察在不同開井流量情況下各級(jí)節(jié)流閥后流體最低溫度的大小以及管內(nèi)介質(zhì)與管壁、周圍環(huán)境之間的熱交換，并分析外界熱交換對(duì)開井過程管內(nèi)流體溫度的影響規(guī)律。上述7種開井方案的動(dòng)態(tài)過程完全相同，只是一級(jí)節(jié)流閥XV1開度不同而已。為簡化起見，僅以一級(jí)節(jié)流閥XV1開度為1%的開井方案為例來說明具體的開井動(dòng)態(tài)模擬過程：加載動(dòng)態(tài)模型的初始狀態(tài)；打開XV1并將其開度設(shè)置為1%，同時(shí)打開二級(jí)節(jié)流閥XV2并將其開度設(shè)置為100%，維持15 min，同時(shí)SCR1的邊界溫度和邊界壓力在這15 min內(nèi)分別由原來的10?C和38 MPa線性變化到穩(wěn)態(tài)時(shí)的80?C和23 MPa；15 min后，將XV1的開度調(diào)整到6.18%，XV2的開度仍保持為100%，使流體流量恢復(fù)到正常生產(chǎn)時(shí)的9.516 kg/s，繼續(xù)運(yùn)行20 min。需要指出的是，上述節(jié)流閥調(diào)節(jié)過程在動(dòng)態(tài)模型中可通過建立一個(gè)腳本程序Scenario來自動(dòng)實(shí)現(xiàn)，也可人工手動(dòng)調(diào)節(jié)［10］。

由于本節(jié)分析案例中環(huán)境溫度與表1相比有變化，因此動(dòng)態(tài)模型中各管段在參考條件下的穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)需重新計(jì)算設(shè)置，其值如表6所示，其余參數(shù)與1.3節(jié)完全相同。

表6 模型中各元件在參考條件下的穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)Tab.6 The heat transfer coefficients under steady state reference condition in dynamic model

2.1.2 模擬結(jié)果與分析

7種開閥方案中的管內(nèi)流體流量變化時(shí)程曲線以及不同保溫敷設(shè)方式下開井流量與管內(nèi)流體最低溫度之間關(guān)系如圖3～圖4所示，需要說明的是，圖4中的Qave是指在開井初期井口壓力溫度動(dòng)態(tài)變化過程中的平均質(zhì)量流量，而Q則是指在開井結(jié)束井口壓力溫度穩(wěn)定后的質(zhì)量流量。開井過程中管內(nèi)介質(zhì)與管壁之間以及管壁與周圍環(huán)境之間的熱交換速率如圖5～圖6所示。

從圖3～圖6可知，無論管道是保溫埋地敷設(shè)或不保溫架空敷設(shè)，在相同的井口溫度壓力變化情況下，管內(nèi)流體在兩級(jí)節(jié)流后的最低溫度均隨著開井流量的減小而上升，尤其在當(dāng)Qave小于Q時(shí)，節(jié)流后的最低溫度將隨著開井流量的減小而快速上升。此外，在Qave小于Q時(shí)，采用不保溫架空敷設(shè)管道在兩級(jí)節(jié)流后的最低溫度明顯高于保溫埋地敷設(shè)管道。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于：在Qave減小時(shí)，一級(jí)節(jié)流閥XV1開度也將減小，使得一級(jí)節(jié)流閥后的管段PIP1的溫度TPIP1相對(duì)節(jié)流閥XV1開度大時(shí)的溫度TP′IP1更低，使得PIP1內(nèi)介質(zhì)溫度與外界環(huán)境溫度之間的溫差?TPIP1增大，且管段PIP1的長度（L1=25 m）遠(yuǎn)大于PIP2（L2=1 m）的長度，即PIP1的換熱面積APIP1遠(yuǎn)大于PIP2，因此整個(gè)工藝管道內(nèi)介質(zhì)與外界環(huán)境之間的傳熱量大小主要由PIP1決定，即：Q=αPIP1APIP1?TPIP1+αPIP2APIP2?TPIP2≈αPIP1APIP1?TPIP1。因此，當(dāng)Qave減小時(shí)，隨著?TPIP1的增大，管內(nèi)介質(zhì)與管壁之間的傳熱交換速率QF以及管壁與周圍環(huán)境之間的熱交換速率QL將增大，且在溫升一定的情況下管內(nèi)介質(zhì)流量越小需要的加熱量也越小，從而導(dǎo)致在Qave較小時(shí)節(jié)流后的最低溫度比Qave較大時(shí)的高，如圖4所示。

圖3 開井過程中管內(nèi)流體流量Fig.3 The fluid flowrate in pipeline during well opening process

圖4 開井過程中管內(nèi)流體最低溫度與開井流量的關(guān)系Fig.4 The relationship between minimum temperature of fluid in pipeline and well opening flowrate during well opening process

圖5 開井過程中管內(nèi)流體與管壁之間的熱交換速率Fig.5 The heat transfer rate between fluid in pipeline and pipeline wall

圖6開井過程中管壁與周圍環(huán)境之間的熱交換速率Fig.6 The heat transfer rate between pipeline wall and surrounding environment

圖7 是開井過程中進(jìn)加熱爐前的流體溫度。從圖7中可知，無論是保溫埋地還是不保溫架空敷設(shè)管道，一級(jí)和二級(jí)節(jié)流后溫度的下降速率均隨著開井流量的增大而增大，而當(dāng)超過最低溫度時(shí)又比開井流量較小時(shí)的溫度回升得也更快，即Qave越大，流體溫度對(duì)井口升溫的響應(yīng)越快。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于：當(dāng)開井流量增大時(shí)，周圍環(huán)境溫度對(duì)管內(nèi)介質(zhì)節(jié)流溫度的影響相對(duì)減弱，管內(nèi)介質(zhì)溫度主要由節(jié)流前的壓力、溫度和節(jié)流后壓力決定，管內(nèi)介質(zhì)與外界熱交換產(chǎn)生的熱滯后效應(yīng)影響不大，因此管內(nèi)介質(zhì)節(jié)流后溫度對(duì)井口壓力和溫度變化的響應(yīng)速率更快。

圖7 開井過程中進(jìn)加熱爐前的流體溫度Fig.7 The fluid temperature before the heating furnace during well opening process

2.2 開井流量的影響

2.2.1 分析方案

為分析在不同開井流量下管內(nèi)流體處于水合物生成壓力溫度條件下的范圍及其時(shí)長，定量評(píng)價(jià)在不同開井流量下的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)［13-14］，以2.1節(jié)中采用保溫埋地敷設(shè)時(shí)一級(jí)節(jié)流閥XV1開度分別為6.18%、20.00%這兩種具有不同開井流量的開井動(dòng)態(tài)工況為分析對(duì)象。動(dòng)態(tài)模型及相關(guān)模擬參數(shù)與2.1節(jié)完全相同。

2.2.2 模擬結(jié)果與分析

兩種不同開井流量下的水合物生成條件如圖8所示，水合物生成風(fēng)險(xiǎn)如表7所示。從圖8和表7可知，不管開井流量的大小如何變化，若不進(jìn)行加熱或注醇，在開井過程中均有生成水合物的風(fēng)險(xiǎn)。其中，雖然在開井流量較小時(shí)管內(nèi)介質(zhì)的最低溫度相對(duì)較高，最大過冷度也相對(duì)較小，但開井流量較小時(shí)管內(nèi)介質(zhì)處于水合物生成條件范圍內(nèi)的時(shí)長（t=1 680 s）相對(duì)于開井流量較大時(shí)的時(shí)長（t=1 287 s）更長，在工藝管道中產(chǎn)生水合物的風(fēng)險(xiǎn)也相對(duì)更大。因此，在保證下游出口超壓在可接受范圍的前提下，應(yīng)盡量增大開井流量，以盡可能減小整個(gè)管段處于水合物生成條件范圍內(nèi)的時(shí)長，并配合注醇、加熱等綜合方式來避免在站場工藝管道中生成水合物。

圖8 開井過程中元件內(nèi)的水合物生成條件Fig.8 The hydrate formation condition in component during well opening process

表7 不同開井流量下的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)Tab.7 The risk of hydrate formation under different well opening flowrates

2.3 工藝管道敷設(shè)方式的影響

2.3.1 分析方案

為評(píng)價(jià)并提出井口工藝管道合理的敷設(shè)方式，以2.1節(jié)中一級(jí)節(jié)流閥XV1開度為6.18%的開井動(dòng)態(tài)工況為分析對(duì)象。模型中各管段均不保溫，分別采用埋地敷設(shè)與架空敷設(shè)方式。其中，埋地管道埋深1 m，架空管道的環(huán)境風(fēng)速為0.2 m/s。各管段的傳熱系數(shù)如表8所示，動(dòng)態(tài)模型及其余模擬參數(shù)與2.1節(jié)完全相同。

表8 模型中各元件的傳熱系數(shù)Tab.8 The heat transfer coefficient of each component section in dynamical model

2.3.2 模擬結(jié)果與分析

開井過程中不同敷設(shè)方式工藝管道在進(jìn)加熱爐前的流體溫度如圖9所示，管道敷設(shè)方式對(duì)節(jié)流溫度的影響如表9所示。從圖9和表9可知，當(dāng)Qave高于Q時(shí)，在開井動(dòng)態(tài)階段的最低節(jié)流溫度受管道敷設(shè)方式的影響不大，但開井結(jié)束后穩(wěn)態(tài)階段的流體溫度則受管道敷設(shè)方式的影響顯著。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于：在開井動(dòng)態(tài)階段，由于此階段流量較大（Qave=14.363 kg/s）且管內(nèi)介質(zhì)溫度與環(huán)境溫度之間的溫差比開井結(jié)束后到達(dá)穩(wěn)態(tài)階段的溫差要小，導(dǎo)致熱交換速率也較小，管內(nèi)流體溫度主要受井口壓力、溫度和進(jìn)加熱爐前壓力決定，而當(dāng)開井動(dòng)態(tài)階段結(jié)束進(jìn)入穩(wěn)態(tài)階段時(shí)，由于此時(shí)的流量減?。≦=9.516 kg/s）且流體溫度與環(huán)境溫度之間的溫差相對(duì)較大，外界熱交換速率隨之增大，管內(nèi)流體溫度受外界熱交換的影響變得顯著，從而出現(xiàn)當(dāng)開井流量較大時(shí)管道敷設(shè)方式對(duì)動(dòng)態(tài)過程的影響不大而對(duì)后續(xù)的穩(wěn)態(tài)過程影響較大的現(xiàn)象。

此外，對(duì)比表6和表9可知，相同埋地管道在有50 mm聚氨酯保溫層與無保溫層時(shí)的外部傳熱系數(shù)α2分別為4.5，6.4 W/（m2·K），差別并不大，表明埋地管道即便不采取保溫工藝與外界的熱交換速率也不大。因此，為減小后續(xù)加熱工藝的加熱負(fù)荷，井口至加熱爐前的工藝管道應(yīng)盡量采用埋地敷設(shè)方式且埋地管道無需做保溫處理，而架空敷設(shè)管道則宜加保溫措施。

圖9 開井過程中進(jìn)加熱爐前的流體溫度Fig.9 The fluid temperature before the heating furnace during well opening process

表9 管道敷設(shè)方式對(duì)節(jié)流溫度的影響Tab.9 The influence of pipeline installation modes on throttling temperature

2.4 工藝管道保溫層厚度的影響

2.4.1 分析方案

由于井口不可避免會(huì)有部分工藝管道需要架空敷設(shè)，為評(píng)價(jià)并提出井口架空敷設(shè)工藝管道合理的保溫層厚度，以2.1節(jié)中一級(jí)節(jié)流閥XV1開度為6.18%的開井動(dòng)態(tài)工況為分析對(duì)象，并假定架空敷設(shè)管道采用聚氨酯保溫，保溫層厚度分別為0，5，10，20，30，40 mm等6種情況，環(huán)境風(fēng)速為0.2 m/s，利用PIPEPHASE計(jì)算得到在初始穩(wěn)態(tài)條件下各管段的傳熱系數(shù)如表10所示，其余模擬參數(shù)與2.1節(jié)完全相同。按照上述邊界參數(shù)分別調(diào)整圖2中動(dòng)態(tài)模擬模型并利用該模型直接進(jìn)行相應(yīng)穩(wěn)態(tài)模擬計(jì)算。

表10 不同保溫層厚度下的各元件傳熱系數(shù)Tab.10 The heat transfer coefficient of each component section under different insulation thickness

2.4.2 模擬結(jié)果與分析

不同保溫層厚度下的流體溫度與傳熱速率如表11所示，架空管道保溫層厚度對(duì)流體溫度的影響如圖10所示。

表11 不同保溫層厚度下的流體溫度與傳熱速率Tab.11 The fluid temperature and heat transfer rate under different insulation thickness

圖10 架空管道保溫層厚度對(duì)流體溫度的影響Fig.10 The influence of pipeline insulation thickness on fluid temperature

從表11和圖10可知，當(dāng)聚氨酯保溫層厚度超過5 mm時(shí)，管內(nèi)介質(zhì)與周圍環(huán)境之間的傳熱速率變化很小，使得管道終端流體溫度不再隨保溫層厚度的增大而升高。因此，架空管道若采用聚氨酯保溫層，保溫層厚度可控制在5～10 mm即可。

2.5 開井節(jié)流調(diào)節(jié)方案優(yōu)化

2.5.1 分析方案

由于目前天然氣站場一般采用2～3級(jí)節(jié)流降壓工藝［3，15］，在開井過程中如何調(diào)節(jié)各個(gè)節(jié)流閥的開度以合理分配井口與加熱爐之間的管道壓降與溫降，使得在控制站場出口壓力基本穩(wěn)定的情況下盡可能降低開井過程中水合物的生成風(fēng)險(xiǎn)，是一個(gè)值得商榷的問題。因此，為定量評(píng)價(jià)不同方案對(duì)工藝管道中的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)并提出合理的開井節(jié)流調(diào)節(jié)方案，設(shè)計(jì)了節(jié)流閥XV1/XV2開度分別為6.18%/100.00%、100.00%/11.24%、14.00%/12.97%等3種不同的節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案。具體的開井動(dòng)態(tài)過程、動(dòng)態(tài)模擬模型及模擬參數(shù)均與2.1節(jié)完全相同。

2.5.2 模擬結(jié)果與分析

不同節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案的水合物生成條件如圖11所示，不同節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)如表12所示。

圖11 開井過程中元件內(nèi)的水合物生成條件Fig.11 The hydrate formation condition in component during well opening process

從圖11和表12可知，3種節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案均有生成水合物的風(fēng)險(xiǎn)。其中，管內(nèi)介質(zhì)在3種節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案下的最低溫度和最大過冷度大致相同，但方案1中管內(nèi)介質(zhì)處于水合物生成條件下的時(shí)長更長，生成水合物的風(fēng)險(xiǎn)相對(duì)更大，而方案2和方案3中的管內(nèi)介質(zhì)處于水合物生成條件下的時(shí)長比方案一約少7 min，水合物生成風(fēng)險(xiǎn)也相對(duì)要小些。

因此，在開井過程中，在保證下游出口超壓在可接受范圍的前提下，宜同時(shí)調(diào)節(jié)各級(jí)節(jié)流閥或主要調(diào)節(jié)二級(jí)與三級(jí)節(jié)流閥來調(diào)整流量，以盡可能降低整個(gè)管段處于水合物生成條件范圍內(nèi)的時(shí)長，并配合注醇、加熱等綜合方式來避免在井口工藝管道中生成水合物。

表12 不同節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)Tab.1 2 The risk of hydrate formation under different throttling valve regulation schemes

3 結(jié)論

（1）隨著開井流量的減小，井口工藝管道內(nèi)流體介質(zhì)由于受到與周圍環(huán)境熱交換產(chǎn)生的復(fù)溫效應(yīng)影響，節(jié)流后的最低溫度將升高，但管內(nèi)介質(zhì)處于水合物生成條件范圍內(nèi)的時(shí)長更長，對(duì)應(yīng)的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)也更大，且不管開井流量的大小如何調(diào)整，工藝管道內(nèi)始終存在生成水合物的風(fēng)險(xiǎn)。

（2）在保證下游出口壓力超壓在可接受范圍的前提下，應(yīng)采用同時(shí)調(diào)節(jié)各級(jí)節(jié)流閥或主要調(diào)節(jié)二級(jí)與三級(jí)節(jié)流閥的方式來盡量增大開井流量，以減小整個(gè)管段處于水合物生成條件范圍內(nèi)的時(shí)長，并配合注醇、加熱等方式來避免在工藝管道中生成水合物。

（3）不管井口工藝管道采用埋地還是架空敷設(shè)，對(duì)開井動(dòng)態(tài)階段最低節(jié)流溫度的影響都不大，但在開井結(jié)束后的正常生產(chǎn)階段，埋地敷設(shè)管道與架空保溫敷設(shè)管道由于熱阻更大使得其內(nèi)流體溫降更小，可減小后續(xù)加熱工藝的加熱負(fù)荷。因此井口至加熱爐前的工藝管道宜采用埋地敷設(shè)方式且無需進(jìn)行保溫處理，必須架空敷設(shè)的工藝管道宜加保溫措施。

（4）當(dāng)架空敷設(shè)工藝管道的聚氨酯保溫層厚度超過5 mm時(shí)，管內(nèi)介質(zhì)與周圍環(huán)境之間的傳熱速率變化很小，使得管道終端流體溫度不再隨保溫層厚度的增大而升高。因此架空管道若采用聚氨酯保溫層，保溫層厚度可控制在5～10 mm即可。

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編輯：牛靜靜

編輯部網(wǎng)址：http：//zk.swpuxb.com

Dynamic Simulation of the Open Process for Natural Gas Wells to Inhibit Hydrate Freeze-plugging

CEN Kang1*，JIANG Xin1，YANG Jing2，ZHU Yuanxing1
1.School of Civil Engineering and Architecture，Southwest Petroleum University，Chengdu，Sichuan 610500，China
2.Southwest Branch of China Petroleum Engineering Co.Ltd.，Chengdu，Sichuan 610000，China

The hydrate freeze-plugging phenomenon is easy to occur in pipelines during the open period of natural gas wells especially for wells with high pressure.The dynamic characteristics and optimal hydrate control schemes during well opening period，however，have not been studied systematically.So the specific dynamic models have been established to analyze the dynamic characteristics during well opening period by Dynsim package.The influences of the fluid flowrate，installation modes of pipelines，thickness of thermal insulation layer as well as throttling regulation schemes on throttling temperature and pressure during well opening period have been discussed by using the dynamic models.The dynamic characteristics of heat transfer between fluid in pipelines and ambient environment during well opening period have also been analyzed.In addition，the optimal control schemes for hydrate inhibition during well opening period and optimization design for pipelines have also beenputforwardinthepaper.Theresultsdemonstratethatthefluidflowrateduringwellopeningperiodhasdramaticalinfluence on the risk of hydrate formation in pipelines.And no matter how to regulate the fluid flowrate during well opening period，hydrate formation risk in pipelines exists all the time，especially when the flowrate remains small.In order to avoid hydrate formation in pipelines，the fluid flowrate during well opening period should be increased as large as possible by regulating different throttle valves simultaneously or regulating the secondary and tertiary throttle valves mainly.Meanwhile，necessary measures like alcohol injection or heating should be done to mitigate the risk of hydrate formation.Furthermore，it is suggested thatthepipelinesbetweenwellheadandheatingfurnaceshouldbeburiedundergroundwithoutthermalinsulationlayer，whereas other overhead pipelines should be covered by thermal insulation layer.

natural gas well；well opening；dynamic simulation；hydrate；optimization design

岑康，1975年生，男，漢族，四川犍為人，副教授，博士，主要從事管道完整性評(píng)價(jià)技術(shù)、燃?xì)庳?fù)荷預(yù)測等方面的教學(xué)和科研工作。E-mail：cenkangxt@126.com

江鑫，1989年生，男，羌族，四川北川人，碩士研究生，主要從事油氣集輸管網(wǎng)優(yōu)化、城市燃?xì)庳?fù)荷預(yù)測等方面的研究。E-mail：jiangxinzym@126.com

楊靜，1981年生，女，漢族，四川內(nèi)江人，工程師，碩士，主要從事石油天然氣地面工程設(shè)計(jì)及研究工作。E-mail：yangjingswpi@126.com

朱遠(yuǎn)星，1987年生，男，漢族，河南鄭州人，碩士研究生，主要從事燃?xì)庑孤┠M方面的研究。E-mail：zhuyuanxing@126.com

10.11885/j.issn.1674-5086.2013.10.31.06

1674-5086（2016）01-0128-12

TE375

A

http：//www.cnki.net/kcms/detail/51.1718.TE.20151113.0944.016.html

岑康，江鑫，楊靜，等．抑制水合物凍堵的天然氣開井動(dòng)態(tài)模擬研究［J］．西南石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2016，38（1）：128-139．

CEN Kang，JIANG Xin，YANG Jing，et al．Dynamic Simulation of the Open Process for Natural Gas Wells to Inhibit Hydrate Freeze-plugging［J］．Journal of Southwest Petroleum University（Science&Technology Edition），2016，38（1）：128-139．*

2013-10-31網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2015-11-13

岑康，E-mail：cenkangxt@126.com

國家安監(jiān)總局科技項(xiàng)目（2012-387）。