考虑水合物防治的深水气井测试制度优化和产能解释方法研究*

李 中 刘书杰 孟文波 黄 熠 余 意

(1. 中海油研究总院有限责任公司 北京 100028； 2. 中海石油(中国)有限公司湛江分公司 广东湛江 527057)

随着中国能源需求的日益迫切和深水油气钻采技术的快速发展，开发深水油气资源是中国保障能源安全、实施海洋强国战略的必然需求[1-2]。据统计，中国南海深水地层中天然气资源储量高达20万亿m3。一般条件下，深水天然气储层发育良好，渗透性高。但是钻完井作业完成后，如何以经济、高效的测试制度获取地层物性和产能参数，同时避免测试管柱天然气水合物堵塞等严重的流动问题，是深水气井测试的主要难题[3-6]。

受海水环境以及地质条件等因素的影响，与陆地或者浅水常规气田相比，深水气井测试具有显著的差异。由于泥线附近海水和地层温度低，井筒内存在水合物相稳定区域。测试过程中，地层产出的高温气体沿着井筒轴向上运移，并与周围环境进行热量交换。经过测试管柱和隔水管系统，气体携带的热量逐渐被周围海水或地层吸收，井筒内低温高压达到水合物的相平衡条件。与此同时，地层中产出的高温天然气携带一定含量的自由水或者水蒸气，气体与水在低温下结合生成天然气水合物，并部分沉积在管壁上，影响正常测试，严重时会导致测试管柱堵塞引发流动安全事故[7]。

目前国内外学者对深水气井测试期间水合物防治的研究，主要集中在如何预防和控制井筒内的水合物生成[8-11]。王志远、孟文波 等[10-11]基于水合物相平衡理论，结合测试过程中的井筒温压场计算以及地面监测泥线压力和温度，判断井筒内的水合物生成区域。关利军、任冠龙 等[12-13]基于水合物生成位置的预测结果，向测试管柱内注入过量的水合物热力学抑制剂(例如甲醇等)。这种方法可以最大程度避免水合物堵塞井筒的风险，但过于保守，并且抑制剂用量大，对平台水合物储集设备的要求高、环境损害大[14-15]。近年来，王志远 等建立了测试过程中井筒内水合物沉积动力学的精确表征方法，考虑气井测试过程中气液相之间的传质传热特征，以及水合物颗粒在气核与液膜不同位置处的运移、沉积特性，实现对水合物沉积厚度的实时预测，提出了一种“允许生成、避免堵塞”的深水气井测试防治方法[16-18]，在有效防治水合物流动风险同时可降低抑制剂的用量达50%以上，为水合物高效防治提供了新思路。

深水气井测试作业日费高昂，作业风险大，目前南海综合日费约为100万美元，在满足获取正常气藏资料采集工作的前提下，应尽可能地缩短气井测试的时间，节约测试成本。基于安全作业窗口水合物防治措施，使得深水测试作业注入抑制剂大幅减少，通过合理调整测试气量生产顺序，在此基础上，王志远、刘文远 等[16-19]提出一种基于变测试制度的水合物堵塞防治策略，进一步减少了深水测试作业水合物抑制剂用量，保障了深水气井测试安全高效进行。调整测试气量生产顺序则对测试程序提出更高的要求，吴木旺 等[4]提出的一开一关的深水测试程序,在缩短测试时间的同时实现多开多关测试程序的功能，减少了多次开关井造成的压力机动，有效地降低井筒内水合物阻塞风险，并缩短测试时间。

基于考虑水合物相变和沉积的井筒多相流动方法，可以对测试的程序进行优化以避免井筒内水合物的生成，包括缩短测试时间和调整产量序列，但会影响气藏资料的录取。由此可见，深水气井测试期间不同需求之间可能是相互制约的，避免井筒内水合物生成需要气体产量尽量高，但是气井测试信息的获取需要尽量采用不同的测试产量序列；缩短测试时间可以减小水合物堵塞的风险，但是不利于测试产量稳定和储层物性评估[3]。如何在缩短的测试制度下，根据储层非稳定流动的有限信息，尽可能地进行储层物性的解释和参数的反演，目前很少研究。

本文以深水气井采用的一开一关测试流程为例，建立了井筒水合物沉积动态预测的深水气井测试程序优化和产能解释方法。为了表征不同测试制度条件下井筒内水合物的生成和沉积动力学过程，首先建立了考虑水合物相变的深水气井测试井筒多相流模型，实现了井筒内水合物生成、沉积、堵塞动态演化规律的定量预测。考虑井筒内水合物堵塞防治，提出了深水气井测试制度的改进方法；在此基础上，建立了基于一开一关和多产量序列的深水气井不稳定试井分析模型，并结合南海深水气井测试实例进行了验证和分析。本文的研究结果可以为现场深水气井测试中的井筒水合物防治、测试制度优化以及产能解释提供理论支持。

1 考虑水合物相变的深水测试井筒多相流模型

深水气井测试过程中，由于深水特殊的低温高压环境，井筒内高温流体和外界低温环境间的热交换速率快，导致井筒内流体温度降低快，易满足水合物生成所需的低温高压条件，引发水合物生成和沉积，井筒内流体流动是一个多组分、存在相变及流型转化的复杂多相流动过程。考虑水合物相变对井筒多相流动的影响规律，建立了一种描述深水气井测试作业过程中井筒内水合物生成、沉积、堵塞动态演化规律的定量预测模型，该模型主要包括井筒多相流动、水合物相变速率、井筒流体传热等3部分。

1.1 多相流模型主要控制方程

水合物的生成或分解，与井筒内温度、压力分布以及各相态的体积分数相关，需要对井筒多相流动参数进行预测。考虑一维非稳态流动，产层流体的流速、温度、压力及流量等参数恒定，井筒内主要为环雾流，忽略气体在液相中的溶解。

1.1.1连续性方程

存在水合物相变条件下，水合物的生成、沉积和分解，导致流动是一个变质量的复杂过程。针对测试管柱内的各个连续相，包括气相、液相和水合物相，基于质量守恒原理得到其连续性方程为[17]

(1)

(2)

(3)

式(1)～(3)中：rw为气井测试管柱的内径，m；γhf为水合物的生成速率，kg/(m·s)；γhs为水合物的分解速率，mol/s；γhd为气核中水合物沉积速率，kg/(m·s)；δh表示管壁上的水合物壳厚度，m；Eg、El和Eh为气相、液相和游离水合物相的体积分数，无因次；ρg、ρl和ρh为气相、液相和水合物相的密度，kg/m3；vg、vl和vh为气相、液相和水合物相的速度，m/s；t为气井测试的时间，s；s为井筒位置，m；xg为水合物中气体的质量分数，用下式进行计算。

(4)

式(4)中：Nh为水合数，Nh取值6；Mg表示气体的摩尔分子质量，kg/mol；Mw表示水的摩尔分子质量，kg/mol。

1.1.2动量守恒方程

气相、液相以及水合物相之间的物性差异和速度漂移，会显著影响井筒内的压力场。依据动量守恒原理，得到井筒内混合流体的压力场方程为[17]

(5)

式(5)中：p为气井测试管柱内的流体压力，Pa；α为井筒内的井斜角，rad；fF为摩阻系数，无因次；vm表示混合流体的速度，m/s；A表示测试管柱的截面积，m2，A=π(rw-δh)2；ρm为混合流体的密度，kg/m3，用下式进行计算。

ρm=ρgEg+ρ1E1+ρhEh

(6)

1.1.3考虑水合物相变和沉积的能量守恒方程

根据能量守恒原理，可以得到测试管柱内流体的能量平衡方程为

(7)

式(7)中：Cpm为混合流体的定压比热容，J/(kg·℃)；T为流体温度，℃；H为混合流体的比焓J/kg；Qaw为井筒内流体与周围环境之间的换热速率，J/(m·s)；ΔH为水合物的摩尔生成焓，J/mol；Rh为水合物的生成速率，kg/(m·s)；Mh为水合物的摩尔分子质量，kg/mol；Qaw表示气井测试管柱内的流体与周围环境之间的换热速率，J/(m·s)。

根据热力学定律，流体的比焓与内能之间的关系式为

(8)

式(8)中：Hin为参考状态下的流体比焓，J/kg，本文中参考状态采用井底产出流体的状态;Tin表示流体流出的温度，℃；Cp为流体定压比热容，J/(kg·K);T为流体温度，℃；pin表示流体流出的压力，Pa；β表示流体的热膨胀系数，1/℃。式(8)中，第二项和第三项分别表示系统的内能和流动功。由于流动功的变化，井筒内压缩气体的流动过程中会存在焦耳汤姆逊效应。

将式(8)代入到式(7)中，可以得到

-Aρmvmgsinθ+Qaw

(9)

数值计算过程中，空间节点用i表示，井筒的i+1节点状态下流体的比焓可以写为以下形式

Hi+1≈Hi+Cp,i+1(Ti+1-Ti)+

(10)

1.2 水合物相变速率模型

环雾流体系下，水合物的沉积会堵塞井筒，导致内径逐渐减小。水合物的生成和沉积共来自于两部分，分别为液滴和液膜[19-21]。假设水合物层厚度在井筒壁面上为均匀的，水合物层分解或者沉积导致管径减小的速率表示为

(11)

式(11)中：rin表示管壁内径，m；Q为气井测试的排量，m3/s；Qeq为井筒内恰好有水合物生成时的临界气井产量，m3/s。

根据以上关系，井筒内水合物层的内径为

(12)

式(12)中：δh0表示初始条件下生成的水合物膜的厚度，m。本文中，定义气井测试管柱内堵塞因子Ch为

(13)

当有效沉积厚度Ch超过50%之后，流动摩阻显著增大，阻塞明显，易导致测试失败。针对深水气井测试管柱内存在自由水的工况，采用Turner 等建立的水合物生成速率模型，得到测试管柱内水合物生成速率Rh为[22]

(14)

式(14)中：Rh为水合物的生成速率，kg/s；u为表征传质和传热的参数，与具体的流动体系相关；k1和k2为本征动力学参数，分别取值为k1= 2.608×1016kg/(m2·K·s)、k2=13 600 K；Mh为水合物的摩尔分子质量，kg/mol；Mg为气体的摩尔分子质量，kg/mol；Teq为水合物相平衡温度[23],K；As为气液接触面积，m2，对于环雾流而言，气液相的接触面积分为液滴和液膜两种类型。

气井测试过程中，一般会采取多个排量进行产能测试，从而尽可能地确定地层参数。在低排量条件下，井筒内流体温度一般小于水合物相平衡温度，水合物逐渐生成并沉积；在高排量条件下，井筒内流体温度通常大于水合物相平衡温度，已经存在的水合物层逐渐发生分解。

1.2.1水合物层沉积速率模型

高含气率条件下，在井筒内会形成环雾流。管壁上，液膜周围水合物的生成速率，主要与液膜的表面积有关。因此，液膜周围的水合物生成速率为

(15)

环雾流条件下，采用有效沉积率表征液膜和液滴动态平衡对气核中水合物颗粒沉积率造成的影响。气核中水合物颗粒的沉积速率为[16]

(16)

式(16)中：Chg为气核中水合物颗粒的浓度，kg/m3；Clg为气核中液滴的浓度，kg/m3；φld为液滴的有效沉积率，kg/(m·s)；Shp为气核中水合物颗粒的有效沉积率。基于水合物环路实验数据，估测环雾流中水合物颗粒的有效沉积率取值约为5%[24-25]。

1.2.2水合物层分解速率模型

如果气井测试的排量较高，井筒内的流体温度上升，已经存在的水合物层会逐渐分解。本文假设水合物层由内向外进行分解，基于Kim 等的模型可以计算水合物的分解速率，其表达式为[26]

(17)

式(17)中：K0d为水合物的本征动力学分解常数，mol/(m2·Pa·s)；ΔE为水合物分解的活化能，J/mol；feq为水合物中气相逸度，Pa;fb为气液接触界面的气相逸度，Pa；As为分解的水合物颗粒的表面积，m2。

1.3 含水合物层条件下的热阻计算方法

1.3.1测试管柱内流体与井筒之间的热阻模型

本文中，油管内侧壁面上的水合物层会影响井筒与外部之间的换热阻力，厚度越大，热量传递的速率越低[27-28]。考虑复杂的井筒结构，测试管柱内流体与井筒外边界之间换热阻力的计算公式[3]

(18)

式(18)中：Raw表示测试管柱与井筒系统外边界之间的热阻，(m·℃)/W；rhi表示水合物层的内半径，m；rho表示油管内水合物层的外半径，m；hti表示油管内流体流动的对流换热系数，W/(m2·℃)；λh表示水合物层的传热系数，W/(m·℃)；λt表示测试管柱的传热系数，W/(m·℃)；rto表示测试管柱的外半径，m；rti表示测试管柱的内半径，m；hc表示环空的自然对流换热系数，W/(m2·℃)；M为套管结构的层次数；λcem表示水泥环的传热系数，W/(m·℃)；rwb表示井筒系统的外边界半径，m；rci,j和rco,j表示第j层套管的内半径和外半径，m。

油管内流体与井筒系统外边界之间的热量交换速率，采用Hasan-Kabir 的模型计算[29]

Qaw=2πrhiUaw(Twb-T)

(19)

(20)

式(19)、(20)中：Twb表示井筒系统外边界的温度，℃；Uaw表示油管内流体与井筒外边界之间的综合对流换热系数，W/(m2·℃)。

1.3.2地层内的热量传递模型

高温气体由地层中返出以后，在井筒内向上流动的过程中会逐渐将地层进行加热。受瞬态的地层温度分布的影响，地层径向方向上的热量传递速率可以写为时间的函数，其表达式为

(21)

式(21)中：λe为地层的导热系数，W/(m·℃)；f(t)为瞬态的地层传热函数，无因次；Tei为地层环境温度，℃；Twb为井筒外流体湿度，℃。

井筒的储热能力会影响由地层向井筒的热量传递速率，可以采用瞬态地层传热函数f(t)进行表征[30]

(22)

其中

Δ(u,w)=[uJ0(u)-wJ1(u)]2+

[uY0(u)-wY1(u)]2

(23)

式(22)、(23)中：w为井筒内流体的流量速度，kg/s;J0和J1表示零阶和一阶的第一类贝塞尔函数；Y0和Y1表示零阶和一阶的第二类贝塞尔函数。通常，f(t)随着时间的增加逐渐增大，表明井筒与地层之间的传热阻力随着地层被加热或者冷却逐渐增大。

根据式(19)和(20)，可以得到Qaw的表达式为

(24)

将式(24)代入到式(9)中，可以得到考虑水合物相变和沉积的气井测试期间井筒温度场方程。

2 基于一开一关和多产量测试程序的深水气井不稳定试井分析模型

深水气井测试程序的优化，需要兼顾测试时间尽量短、井筒内避免水合物生成、以及最大程度地获取气藏资料。一开一关测试制度和多产量测试程序会引起深水气井测试过程中试井不稳定，在此基础上，对非稳态气体渗流和一开一关压力变化特征进行了分析，建立了深水测试作业非稳态气体渗流和深水气井不稳定试井分析模型。

2.1 非稳态气体渗流模型

深水气井测试过程的时间为数十个小时，短时间内地层中的流动很难直接达到稳定状态，采用非稳态渗流模型，对气体在地层中随时间和空间的流动行为进行描述。地层多孔介质中，气体非稳态渗流的控制方程为[31-32]

(25)

(26)

式(25)、(26)中：r为半径，m；χg为真实气体渗流的扩散系数或拟导压系数；m为拟压力；K为气体的渗透率，m2；φ为岩石的孔隙度，无因次；Cg为气体的压缩系数，1/Pa；μ为气体的黏度，Pa·s；p0为参考压力，Pa；Z为压缩因子，无因次。

初始时刻，不同位置处的流体压力等于原始地层压力。

m|t=0=min

(27)

式(27)中：min为原始地层的拟压力。

井筒处的内边界条件为，地层流体进入井筒的流速等于地面的产出速率。地层外边界条件为，地层流体压力关于半径的导数等于0。

(28)

式(28)中：Qsc为地面的气体产量，m3/s；psc为地面处产出流体的压力，Pa；Tsc为地面处产出流体的温度，K；Zsc为地面处产出流体的压缩因子，Pa；rwb为井筒外半径，m；h为产层的厚度，m；R为储层外边界，m。

定义以下无因次变量

(29)

(30)

式(29)、(30)中：QD为无因次排量；tD为无因次时间；rD为无因次半径；mD为无因次拟压力；ke为地层导热率，W/(m·K)；pe为地层压力，MPa;Ce为地层热容，kJ/mol。

将式(29)和(30)代入前面的地层非稳态流动的控制方程组中，可得

(31)

设RD为储层外边界无因次半径，井筒和地层外边界条件依次为

(32)

通过拉普拉斯变换进行数值求解，可以得到上述方程的解析解为

(33)

式(36)中：mwD为不考虑表皮效应时井底处的拟压力势。an为下面方程的根，N1(a)、N1(RDa)表示范数。

J1(RDa)N1(a)-N1(RDa)J1(a)=0

(34)

(35)

对于气体的渗流，由于储层本身的破坏以及气体的非达西渗流引起的表皮效应，会导致存在额外的附加压降，其表达式为

(36)

式(36)中：Q为气井测试的排量，m3/s；Δps表示表皮效应导致的流动压降，Pa；S表示表皮系数。

气体渗流的表皮效应由于两部分引起，一是传统的储层污染导致的压力降落；二是气体的非达西渗流。通常在气体的径向流动过程中，越靠近井筒，惯性-湍流效应越明显，从而导致附加压降。流体惯性-湍流流动导致的附加压降，与流量成正比。附加压降引起的拟表皮因子S′可以写为以下形式[29]

S′=S+DQ

(37)

式(37)中：D为非达西渗流(惯性-湍流)系数，s/m3，采用陈元千等的流量变表皮方法进行计算[30]

(38)

式(38)中：γg为气体的相对密度；Ψ为湍流系数，m-1。

考虑综合表皮系数，井底无量纲压力降落的表达式为

mwD1=mwD+S′

(39)

式(39)中：mwD为考虑表皮效应时井底处的拟压力势。

2.2 深水气井测试不稳定试井分析模型

2.2.1“一开”压力降落阶段

如果气井测试的时间较短，测试井在tn-1到tn之间以流量Qn生产(0≤n≤N)。N为气井测试采用的产量个数，深水气井测试中一般等于4。根据叠加原理，可以得到压力降落试井的关系式为

(40)

考虑表皮效应，将式(40)改写为以下形式

(41)

对式(41)量纲分析，自变量r、t和系数χ可组成唯一的无量纲量u=x2/(4χt)，根据幂积分函数的定义，可以得到

(42)

(43)

Ei(-u)=-Ei(u)≈lnu+0.577 21

(44)

将幂积分函数Ei(-u)代入上面产量叠加条件下气井测试的井底压力解析解中，可以得到压力降落的表达式为

(45)

根据叠加定理，将拟压力的表达式代入式(45)中，得到多排量压力降落试井的关系式为

(46)

将实际测量数据在直角坐标图上绘制以下曲线，横纵坐标的数据分别为

(47)

曲线的斜率kc为

(48)

根据曲线的斜率，可以计算渗透率K。

曲线的截距Ji为

(49)

如果每个排量的压力降落试井都能得到表皮系数，可以得到

(50)

通过最小二乘法，可以计算得到污染表皮因子S和惯性-湍流表皮系数D。

(51)

(52)

2.2.2“一关”压力恢复试井

以多产量气井测试以后，关井一段时间进行压力恢复，以进一步评价储层渗透性以及探测储层边界性质。此时关井井底压力的表达式[32]

(53)

考虑生产时间为tp，关井时间为Δt，将幂积分函数代入上式中，可得

(54)

式(54)中：mw为地层压力，关井之前的井底压力计算公式为

(55)

式(55)中：mwf为地层流动压力，两式相减，可以得到关井后井底压力的恢复公式为

(56)

3 深水测试规律分析

以南海某LS-X-Y-1井深水测试为例进行模型验证和分析，该深水气井总体测试程序为一开一关，测试段井底压力为39.01 MPa，水深为1 447 m，气藏深度为3 110 m，测试管柱内径为0.104 m，地层温度梯度为5.3 ℃/100 m。MDT(模块式地层动态测试器)测压取样分析得到储层渗透率为938 mD，孔隙度为25.6%，含水饱和度为31.1%，主要气体摩尔分数为CH4(89.961%)+CO2(0.4%)+ C2(4.843%)+C3(2.230%)。

3.1 深水气井测试制度优化

气井测试过程中，通常采用不同的产气排量，以评价储层的物性参数和为制定下一步的生产制度提供参考。同时，井筒内的产气速率，会影响流体与周围环境之间的热量交换速率，地层产气排量会很大程度上影响井筒内的流体温度分布。相同位置处，井筒内的排量越低，水合物生成区域越大，水合物生成和沉积的风险越高，如图1所示。低排量下水合物处于相稳定状态，持续生成；高排量下，高温地层流体进入井筒，使得周围的温度上升，水合物处于热力学非稳定状态，不断分解。因此，深水气井测试过程中，测试排量的序列和持续时间，必然会与井筒内水合物层的沉积厚度密切相关，也是关系到气井测试作业成功与否的关键。

注：Q=Q1时为恰好为水合物相平衡的临界；Q=Q2时为水合物生成状态；Q=Q3时可能存在两种情形，不发生水合物相变或者水合物发生分解图1 不同气井测试产量下井筒内流体温度和水合物相平衡温度分布Fig .1 Distribution of fluid temperature and hydrate phase equilibrium temperature in wellbore under different gas well test flow rates

综上所述，井筒内水合物层沉积厚度，与测试排量的时间序列之间的关系为

δh=f(Q1,…,QN,t1,…,tN)

(57)

3.2 变产量测试过程中的井筒水合物相变规律分析

深水气井测试至少采用4个不同的气体产量，产量由小到大为正序测试，产量由大到小为逆序测试。考虑井筒内水合物生成和防治，测试产量变化依次为：①0～6.0 h，70.8万m3/d；②6.0～15.0 h，42.5万m3/d；③15.0～19.5 h，85.0万m3/d；④19.5～23.0 h，141.6万m3/d。“一开”压力降落试井结束后，关井进入压力恢复阶段。基于上述新的测试制度，不仅可以获得4组不同气体产量条件下的压力测试数据，有效反演和获取地层信息；还可以避免井筒内的水合物阻塞，保障气井测试过程中井筒内的流动安全。

图2为不同产气量测试结束时刻井筒内的流体温度变化。从图2可以看出，井筒内气体产量越高，井筒内的流体温度越高，水合物生成区域越小。这是因为，高产气量条件下，井筒内流体的质量流速高，向上运移时与周围环境的换热不充分，热量来不及散失，井口返出的流体温度大。

图2 不同产气量测试结束时刻井筒内的流体温度分布Fig .2 Fluid temperature distributions in the wellbore at the end of different gas production tests

气井测试过程中，设计采用4个差别明显的气体产量。最低产气量(42.5万m3/d)条件下井筒内存在水合物生成区域，但是保留较低的产量有利于更好地反映气井产能数据。为了避免测试过程中管柱内的水合物阻塞，采用混序测试方法，第2个气体测试产量为最小产量值。一方面，前一个高产量的气井测试阶段(70.8万m3/d)，可以有效地加热井筒系统，减小最低产量条件下测试初期管柱内的水合物生成速率；另一方面，随后的2个高产气量(85.0万m3/d和141.6万m3/d)测试过程可以有效加热井筒系统，促使井筒内生成的水合物逐渐分解。

本文建立的考虑水合物相变的井筒气井测试多相流动模型，可以对气井测试过程中井筒内的水合物生成和沉积动态演化规律进行描述，结果如图3所示。从图3可以看出，有效套管内径为管柱内水合物沉积层的内径和外径之比，有效内径越低，沉积厚度越大。除了初始时刻(井筒内温度为环境温度)存在少量的水合物生成以外，其他时刻水合物的相变和沉积主要对应最低产气量阶段。主要是因为气体的产量越高，井筒内的水合物生成区域越小并且水合物相变的驱动力越低，同时气核对水合物颗粒的携带作用越强，井筒内水合物的生成和沉积越困难。因此，测试时间超过15 h后，测试产量升高，井筒内水合物生成区域为0，水合物沉积层在产出的高温气体加热作用下迅速分解。

图3 井筒内水合物生成区域和最大沉积厚度随时间的变化Fig .3 Variation of hydrate formation region and maximum deposition thickness in wellbore with time

由此可见，通过优化测试的产量序列，可以调控井筒内水合物沉积层的时空演化特性，实现允许水合物生成但是不阻塞井筒的控制目标。

3.3 深水气井测试产能解释结果

基于一开一关和变产量序列可以有效地减小测试时间、防治水合物阻塞，但是如何根据有限的气藏测试数据准确解释储层物性，是深水气井测试的另一个关键内容。本文针对优化的测试制度，建立了深水气井不稳定试井分析模型。利用建立的模型，计算得到测试期间的井底压力，并与实际测量数据进行了对比，具体如图4所示。从图4可以看出，测试产量越高，气体在储层中的流动阻力越大，井底压力越低。一开一关过程中压力的降落和恢复是非稳态的过程。关井以后，井筒内压力迅速储集和恢复，逐渐趋近于原始地层压力。不同测试阶段井底压力的计算值和测量值基本吻合，平均计算误差为1.351%，验证了本文建立的基于一开一关和多产量测试程序的气井不稳定试井分析模型可以较为准确地反演气井测试资料。

图4 井底压力和气井产量随时间的变化曲线Fig .4 Variation of well bottom pressure and gas production with time

基于不同测试产量下的井底压力变化曲线，对该深水气藏区块的物性参数进行了反演，结果表明：有效渗透率为612.4 mD，总表皮系数为0.82，惯性-湍流表皮系数为1.73×10-7m-3/d，储层有效边界为1 034.3 m。

4 结论

1) 深水测试期间流量较低时测试管柱具有形成水合物的风险，因此需尽量避免测试初期采用低产量测试程序，并采取注入抑制剂等针对性水合物防治措施。考虑井筒内水合物的生成和沉积动力学过程，建立了考虑水合物相变的深水气井测试井筒多相流模型，提出了防止井筒内水合物生成的求产产量顺序的确定方法。

2) 针对一开一关的深水测试程序和多产量序列，构建了深水气井不稳定试井分析和产能解释方法。通过与深水测试实测数据进行对比，发现本文模型对井底压力的计算误差为1.351%。

3) 测试气体产量对井筒内水合物相变特性具有重要的影响。模拟发现，气体的产量越高，井筒内的水合物生成区域越小并且水合物相变的驱动力越低，同时气核对水合物颗粒的携带作用越强，井筒内水合物的生成和沉积越困难。通过优化测试的产量序列，可以调控井筒内水合物沉积层的时空演化特性，实现允许水合物生成但是不阻塞井筒的控制目标。