樊鎮(zhèn) 都凱 賀艷祥 孔慶文 弓正剛 王志遠(yuǎn)

（1.中國(guó)石油集團(tuán)海洋工程有限公司 天津 300451；2.中國(guó)石油大學(xué)（北京）石油工程學(xué)院 北京 102249；3.中石油煤層氣有限責(zé)任公司 北京 100028；4.中國(guó)石油大學(xué)（華東）石油工程學(xué)院 山東青島 266580）

天然氣水合物是一種分布廣泛、儲(chǔ)量巨大且清潔高效的理想能源，俗稱“可燃冰”，被世界各國(guó)視為未來(lái)重要的戰(zhàn)略儲(chǔ)備資源。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，全球天然氣水合物資源總量是石油、天然氣和煤炭等傳統(tǒng)化石能源的2倍，主要分布在深海沉積物和陸地凍土區(qū)［1］。中國(guó)海域天然氣水合物資源量約為700億噸油當(dāng)量，發(fā)展前景廣闊，是中國(guó)重要的潛在接替能源［2］。近年來(lái)，美國(guó)、加拿大、中國(guó)、日本等國(guó)家將天然氣水合物開(kāi)采視為國(guó)家能源重大工程，開(kāi)展了多次陸域凍土區(qū)和海域天然氣水合物的實(shí)驗(yàn)性試采［3-10］。截至2021年，全世界共有5個(gè)國(guó)家共計(jì)實(shí)施了12次天然氣水合物試采，包括7次陸上凍土帶試采和5次海域試采?，F(xiàn)有試采結(jié)果表明：海域天然氣水合物試采產(chǎn)量明顯高于陸域凍土區(qū)，這是未來(lái)可能實(shí)現(xiàn)天然氣水合物商業(yè)化開(kāi)采的主戰(zhàn)場(chǎng)。

天然氣水合物試采過(guò)程中，試采管柱的合理設(shè)計(jì)是保障試采安全和提高產(chǎn)氣量的基本要素。基于現(xiàn)有試采現(xiàn)狀，海域天然氣水合物開(kāi)采的管柱結(jié)構(gòu)可分為氣液混輸管柱、采氣管柱及排水管柱三部分［11-12］。其中，采氣及排水管柱結(jié)構(gòu)相對(duì)較簡(jiǎn)單。然而，氣液分離前氣液混輸管柱將呈典型的氣液兩相流，且產(chǎn)氣產(chǎn)水的動(dòng)態(tài)變化使混輸管柱流型穩(wěn)定性變差，井底壓力波動(dòng)幅度大，不利于天然氣水合物降壓開(kāi)采的穩(wěn)定高產(chǎn)。該問(wèn)題在近年海域天然氣水合物試采中顯得尤為突出。例如：2013年日本海域天然氣水合物首次試采過(guò)程中，試采管柱設(shè)計(jì)缺陷引發(fā)氣液分離效率低，部分水合物分解水通過(guò)產(chǎn)氣管柱排到平臺(tái)，且管柱內(nèi)出現(xiàn)的段塞流導(dǎo)致壓力劇烈波動(dòng)，嚴(yán)重威脅了試采流動(dòng)安全［13］。針對(duì)上述問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究較少，尚未出現(xiàn)合適的解決辦法。

基于海上天然氣水合物安全高效開(kāi)采的訴求及現(xiàn)場(chǎng)試采管柱設(shè)計(jì)的不足，亟需開(kāi)展天然氣水合物試采管柱設(shè)計(jì)及優(yōu)化的深入研究。采氣及排水管柱結(jié)構(gòu)及流動(dòng)相對(duì)簡(jiǎn)單，而氣液混輸管柱是出現(xiàn)復(fù)雜多相流動(dòng)問(wèn)題的關(guān)鍵位置，因此氣液混輸管柱成為管柱設(shè)計(jì)及優(yōu)化的主要關(guān)注點(diǎn)。本文針對(duì)海域天然氣水合物水平井降壓開(kāi)采產(chǎn)氣和產(chǎn)水預(yù)測(cè)基礎(chǔ)上，提出了一種新的天然氣水合物降壓開(kāi)采氣液管柱結(jié)構(gòu)，并通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)其進(jìn)行了有效性驗(yàn)證和優(yōu)化設(shè)計(jì)，可為海域天然氣水合物安全高效開(kāi)采提供借鑒。

1 海域天然氣水合物開(kāi)采氣液管柱多相流動(dòng)模型

1.1 多相流模型

天然氣水合物開(kāi)采氣液管柱中氣液兩相流的數(shù)值模擬計(jì)算是計(jì)算流體力學(xué)（CFD）中的一個(gè)難點(diǎn)，本文基于Fluent軟件對(duì)其進(jìn)行研究。Fluent軟件中共包含3種多相流模型，前人在管柱氣液兩相流模擬過(guò)程中發(fā)現(xiàn)歐拉模型準(zhǔn)確度較高、更有優(yōu)勢(shì)，故本文選擇歐拉模型［14］。

1）質(zhì)量守恒方程。

式（1）中：αi為第i相的體積分?jǐn)?shù)，無(wú)量綱；ρi為第i相的密度，kg／m3；vi為第i相的速度，m／s；mji為從j相到i相的質(zhì)量傳遞，kg；mij為從i相到j(luò)相的質(zhì)量傳遞，kg；Si為質(zhì)量源項(xiàng)，kg。

2）動(dòng)量守恒方程。

式（2）中：p為體積壓力，Pa；τi為第i相的壓力應(yīng)變張量，無(wú)量綱；Kji為相間動(dòng)量交換系數(shù)，無(wú)量綱；Fi為外部體積力，N；Flift，i為第i相的升力，N；Fm，i為第i相的虛擬質(zhì)量力，N；g為重力加速度，m／s2。

3）能量守恒方程。

式（3）中：hi為第i相的焓，J；qi為第i相的最小溫差，℃；Si為第i相的最大溫差，℃；Qji為從j相到i相的熱量傳遞，kg·J。

Fluent軟件常用湍流模型包括單方程（Spalart-Allmaras）模型、雙方程模型（包括標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、重整化群（RNG）k-ε模型、可實(shí)現(xiàn)（Realizable）k-ε模型）、k-ω模型（包括Standardk-ω模型和SSTk-ω模型）、雷諾應(yīng)力模型以及大渦模擬，綜合考慮模型計(jì)算速度與準(zhǔn)確性，本文選取標(biāo)準(zhǔn)k湍流模型［15-16］。

1.2 離散方程

FLUENT對(duì)目標(biāo)區(qū)域及控制方程的離散形式與與具體研究?jī)?nèi)容息息相關(guān)，一維多相流的通用離散方程如下所示［15-16］：

式（4）～（12）中：φE、φW、φEE、φWW、φP分別為節(jié)點(diǎn)E、W、EE、WW和P的特征變量；Г為擴(kuò)散和熱傳導(dǎo)系數(shù)，kg／（m·s）；aE、aW、aP分別為節(jié)點(diǎn)E、W和P的一階離散系數(shù)；aEE、aWW分別為節(jié)點(diǎn)EE和WW的離散系數(shù)，系數(shù)計(jì)算方式主要取決于離散格式的選擇；Fe、Fw分別為邊界e和w的對(duì)流通量，kg／s；De、Dw分別為邊界e和w的擴(kuò)散通量，kg／s。

2 海域天然氣水合物開(kāi)采氣液混輸管柱設(shè)計(jì)及優(yōu)化

2.1 水合物開(kāi)采混輸管柱設(shè)計(jì)

針對(duì)水合物開(kāi)采氣液混輸管柱中壓降波動(dòng)較大的問(wèn)題，本文提出在光滑管柱內(nèi)加入線圈作為嵌入件以形成線圈管的設(shè)計(jì)，如圖1所示。當(dāng)光滑管柱加入線圈后，線圈分布密集，液體和氣體在核心區(qū)流動(dòng)順暢，相鄰線圈間充滿液體，引起過(guò)流斷面上氣相與液相所占比例的變化，從而使線圈中段塞或氣泡的形狀和運(yùn)動(dòng)發(fā)生變化，以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定混輸管柱壓降的目的［17-18］。

圖1 管柱插入線圈（線圈管）示意圖Fig.1 Schematic diagram of inserting coil pipeline

管柱內(nèi)氣液兩相流主要通過(guò)氣相、液相的實(shí)際和表觀速度及孔隙率等參數(shù)進(jìn)行表征［17］。對(duì)光滑管柱，氣相、液相的實(shí)際和表觀速度及孔隙率可以由下式計(jì)算得到：

1）實(shí)際速度。

式（13）中：G、L分別為氣相與液相；Ui為i相的實(shí)際速度，m／s；Qi為i相的體積流量，m3／s；Ai為i相的過(guò)流面積，m2。

2）表觀速度。

式（14）中：USi為i相的表觀速度，m／s；A為兩相流的過(guò)流斷面面積，m2。

3）孔隙率。

光滑管中的孔隙率可由如下公式計(jì)算：

式（15）中：α為孔隙率，無(wú)量綱；C0為氣體分布系數(shù)，無(wú)量綱；Um為平均流速，m／s；Umg為氣體漂移通量，m／s。

式（16）中：ρG為氣體的密度，kg／m3；ρL為液體的密度，kg／m3。

當(dāng)光滑管柱插入線圈后，假設(shè)鋼絲盤(pán)管的實(shí)際通過(guò)面積是內(nèi)部面積，不包括在流動(dòng)方向上被鋼絲圈堵塞的空間，則通過(guò)引入相應(yīng)的直徑d，得到氣相、液相實(shí)際速度為［19］：

式（17）～（19）中：USG，m為修正后的氣體表觀速度，m／s；USL，m為修正后的液體表觀速度，m／s；Ac為修正后的過(guò)流斷面的面積，m2。

考慮線圈管幾何結(jié)構(gòu)，如圖2所示，假設(shè)氣體只在核心區(qū)域流動(dòng)，修正后的孔隙率可以表示為［17］：

圖2 流體在線圈管中的流動(dòng)示意圖Fig.2 Flow diagram of fluid in coil tube

式（20）～（22）中：αm為修正后的孔隙率，無(wú)量綱；VG為氣體體積，m3；Vs為線圈間距體積，m3；Vlin為線圈內(nèi)液體體積，m3；Vt為不含線圈的體積，m3。

在上述理論和方法基礎(chǔ)上，海域天然氣水合物開(kāi)采氣液混輸管柱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)流程如圖3所示。首先，通過(guò)Tough+Hydrate軟件預(yù)測(cè)天然氣水合物儲(chǔ)層產(chǎn)氣、產(chǎn)水量；其次，利用Fluent軟件模擬平均產(chǎn)氣和產(chǎn)水量條件下氣液混輸管柱內(nèi)氣液兩相流動(dòng)；最后，分析不同參數(shù)條件下的氣液兩相流動(dòng)規(guī)律，確定管柱結(jié)構(gòu)、線圈尺寸等氣液混輸管柱的關(guān)鍵參數(shù)。

圖3 水合物開(kāi)采氣液混輸管柱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)流程Fig.3 Optimization design process of gas liquid mixed transportation string structure for offshore gas hydrate production

2.2 水合物開(kāi)采混輸管柱優(yōu)化

2.2.1 水平井降壓開(kāi)采產(chǎn)量預(yù)測(cè)

在海域天然氣水合物試采管柱優(yōu)化設(shè)計(jì)中，試采水合物儲(chǔ)層分解的產(chǎn)氣產(chǎn)水量預(yù)測(cè)是決定各項(xiàng)設(shè)計(jì)參數(shù)大小的基礎(chǔ)。本文通過(guò)Tough+Hydrate數(shù)值模擬軟件實(shí)現(xiàn)天然氣水合物水平井降壓開(kāi)采產(chǎn)氣和產(chǎn)水量的預(yù)測(cè)，開(kāi)采井井身結(jié)構(gòu)如圖4所示。近年來(lái)，Tough+Hydrate在世界范圍內(nèi)得到廣泛應(yīng)用并受到一致好評(píng)，它可以模擬多孔介質(zhì)或者裂縫內(nèi)流體的傳熱以及流動(dòng)過(guò)程，例如地質(zhì)系統(tǒng)中氣體和液體流動(dòng)以及熱量交換等過(guò)程［20-21］。

圖4 海域天然氣水合物水平井開(kāi)采示意圖Fig.4 Schematic diagram of offshore gas hydrate production in horizontal well

Tough+Hydrate模擬采用的天然氣水合物儲(chǔ)層模型如圖5所示，儲(chǔ)層位于泥線以下約200 m，水合物儲(chǔ)層厚度80 m，上下部蓋層厚度取200 m，上下蓋層含水飽和度為1，滲透率和孔隙度為各向同性，在壓差與溫差等作用下與水合物儲(chǔ)層發(fā)生多相流運(yùn)移和熱量交換，相關(guān)模擬參數(shù)見(jiàn)表1。水合物開(kāi)采井段的長(zhǎng)度為400 m，井半徑Rw取0.15 m，水合物降壓開(kāi)采模擬時(shí)間為5年。

圖5 天然氣水合物儲(chǔ)層三維模型Fig.5 Three dimensional profile model of gas hydrate reservoir

表1 水合物降壓開(kāi)采數(shù)值模擬參數(shù)Table 1 Numerical simulation parameters of hydrate depressurization mining

水合物降壓開(kāi)采過(guò)程中產(chǎn)氣與產(chǎn)水量隨時(shí)間的演化如圖6所示，可看出水合物開(kāi)采初期產(chǎn)氣與產(chǎn)水速率均較大，最大值分別達(dá)到3.68×105m3／d與2 748 m3／d；生產(chǎn)150 d時(shí)產(chǎn)氣與產(chǎn)水速率均先小幅度上升后開(kāi)始下降。這導(dǎo)致開(kāi)采初期累積產(chǎn)水量與累積產(chǎn)氣量上升較快，開(kāi)采后期上升速度緩慢，整個(gè)生產(chǎn)周期平均產(chǎn)氣速率為73 238 m3／d，平均產(chǎn)水速率為295 m3／d，平均氣液比為251。開(kāi)采前期水合物分解吸熱導(dǎo)致儲(chǔ)層溫度下降，隨溫度降低水合物自保護(hù)效應(yīng)顯著，導(dǎo)致產(chǎn)氣產(chǎn)水速率快速下降，但鑒于上下蓋層與水合物儲(chǔ)層間發(fā)生熱量交換，水合物仍會(huì)緩慢分解。開(kāi)采后期隨近井區(qū)域生產(chǎn)壓差逐漸下降，水合物分解速度降低，產(chǎn)氣產(chǎn)水量逐漸下降；同時(shí)，儲(chǔ)層剩余水合物量隨之減少，故生產(chǎn)后期累計(jì)產(chǎn)氣量與累計(jì)產(chǎn)水量增長(zhǎng)速率降低。

圖6 水合物降壓開(kāi)采產(chǎn)水產(chǎn)氣量演化規(guī)律Fig.6 Variation law of gas production from depressurized gas hydrate exploitation

2.2.2 水合物開(kāi)采混輸管柱參數(shù)優(yōu)化

光滑管與線圈管內(nèi)的氣液兩相流具有兩方面差異：一方面，線圈管中氣體與液體的表觀流速、孔隙率等參數(shù)需進(jìn)行修正，當(dāng)液體填滿線圈孔隙時(shí)，氣體與液體過(guò)流截面面積減小，氣體與液體表觀流速增大；另一方面，當(dāng)液膜與氣體沿線圈向上流動(dòng)時(shí)，液膜和氣體將產(chǎn)生一個(gè)向心力，并對(duì)管內(nèi)流型及壓降產(chǎn)生影響。

本文將壓降和出口流量視為決定管柱優(yōu)化設(shè)計(jì)效果的重要指標(biāo)。研究線圈管內(nèi)氣液兩相流參數(shù)，首先借助Solidworks進(jìn)行幾何建模（混輸管柱長(zhǎng)度為10 m，內(nèi)徑為50.4 mm），并對(duì)流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖7所示。然后借助Fluent進(jìn)行多相流模型求解，其中模型入口邊界采用速度入口，且具體數(shù)值選用水合物降壓開(kāi)采過(guò)程的平均產(chǎn)氣速率及平均產(chǎn)水速率，出口邊界采用流出出口，壁面采用無(wú)滑移邊界條件的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，以探討光滑管內(nèi)插入線圈對(duì)穩(wěn)定混輸管內(nèi)氣液兩相流的可行性，并分析線圈螺距、線圈直徑等參數(shù)對(duì)壓降出口流量、攜液量的影響關(guān)系。

圖7 線圈管建模過(guò)程示意圖Fig.7 Schematic diagram of modeling process for the oil tube

1）光滑管和線圈管的壓降及出口流量。

光滑管軸向中心截面和不同位置徑向截面上的氣體體積分?jǐn)?shù)分布如圖8所示。可知0.5 s時(shí)氣體進(jìn)入光滑管中產(chǎn)生氣泡向上運(yùn)動(dòng)，在1 m截面處，氣體未到達(dá)該區(qū)域，該處及以上位置流線雜亂無(wú)規(guī)律。1.75 s時(shí)光滑管中部有大氣泡向上運(yùn)移，管柱出現(xiàn)段塞流且各截面處流線無(wú)規(guī)律。20 s時(shí)光滑管中部仍存在大量氣泡，頂端出現(xiàn)攪拌流，液體被攜帶出管柱，但存在部分液體未被攜帶，甚至出口處產(chǎn)生回流。

圖8 光滑管柱氣體分布云圖Fig.8 Gas distribution cloud diagram of smooth tube

線圈管軸向中心截面和不同位置徑向截面上的氣體體積分?jǐn)?shù)分布如圖9所示?？芍?.5 s時(shí)，氣泡上升速度遠(yuǎn)快于同時(shí)間光滑管內(nèi)氣泡，這是因?yàn)橐后w填充在線圈空隙處，氣體過(guò)流截面積小于光滑管，氣速隨之變大。此外，不同于光滑管內(nèi)氣體以小氣泡形式存在，線圈管內(nèi)氣泡初期為狹長(zhǎng)型，并在管中心區(qū)域向上運(yùn)移。20 s時(shí)線圈管中下部氣泡仍呈狹長(zhǎng)型，當(dāng)氣泡運(yùn)動(dòng)至上部后線圈管內(nèi)流型較為穩(wěn)定，流體沿線圈向上移動(dòng)。

圖9 線圈管柱氣體分布云圖Fig.9 Gas distribution in coil tube

光滑管與線圈管的進(jìn)出口壓降及出口流量對(duì)比如圖10所示。本文模擬條件下，氣體達(dá)頂端出口前線圈管的進(jìn)出口壓降較大；氣體到達(dá)出口處時(shí)線圈管壓降迅速下降，并最終穩(wěn)定在2 200 Pa左右。光滑管進(jìn)出口壓降變化在1 000 Pa左右，其變化幅度大于線圈管的進(jìn)出口壓降。這是因?yàn)榫€圈孔隙被液膜充填以后，氣液兩相流的過(guò)流截面面積減小，氣液兩相流流速變大，故壓降隨之增大。同時(shí)，線圈對(duì)氣體的向心力使管內(nèi)流型較為穩(wěn)定，液體沿線圈向上運(yùn)動(dòng)受影響小，相反光滑管內(nèi)流型波動(dòng)大，液體向上流動(dòng)受到一定影響，管內(nèi)壓降波動(dòng)較大，因此20 s后線圈管出口流量要高于光滑管。

圖10 光滑管與線圈管進(jìn)出口壓降及出口流量對(duì)比Fig.10 Comparison of inlet and outlet pressure drop and outlet flow between smooth tube and coil tube

綜上，雖然線圈管進(jìn)出口壓降略大于光滑管，但線圈管壓降整體變化幅度很小，且線圈管出口流量遠(yuǎn)高于光滑管，換言之，線圈管較光滑管攜液效率更高，這說(shuō)明氣液混輸管柱內(nèi)嵌線圈的方式整體效果較優(yōu)。

2）線圈螺距對(duì)壓降及出口流量的影響。

保持其他參數(shù)不變，對(duì)不同線圈螺距L（30、40、50、60、70 mm）下的線圈管進(jìn)出口壓降及出口流量進(jìn)行分析，模擬結(jié)果如圖11所示?？煽闯鋈我宦菥鄺l件下的進(jìn)出口壓降在初期均較大，這主要由氣體尚未運(yùn)動(dòng)至管線頂端引起。當(dāng)氣體到達(dá)頂端后整個(gè)線圈管壓降迅速下降，并逐漸趨穩(wěn)。同時(shí)，隨螺距增大，線圈管壓降及出口流量均降低，這是因?yàn)槁菥嘣龃笤斐闪黧w過(guò)流斷面變大，在恒定產(chǎn)氣產(chǎn)液速率情況下流體流速降低，離心力減小，壓降和出口流量隨之降低。在本文模擬條件下，綜合考慮管線進(jìn)出口壓降及出口流量大小等因素，線圈螺距選擇為50 mm。

圖11 不同線圈螺距對(duì)進(jìn)出口壓降和出口流量的影響Fig.11 Voltage drop versus time for different coil pitches

3）線圈直徑對(duì)壓降及攜液量的影響。

保持其他參數(shù)不變，對(duì)不同線圈直徑Dc（46、38、30、22、14 mm）下線圈管進(jìn)出口壓降及出口流量進(jìn)行數(shù)值模擬，如圖12所示。可知不同直徑線圈管的壓降出現(xiàn)了明顯不同的變化趨勢(shì)：大直徑線圈（如46 mm，38 mm）整體壓降變化幅度較小，而小直徑線圈壓降變化幅度則較為明顯。同時(shí)，隨線圈直徑增大出口流量減小，即攜液能力減弱，因此綜合考慮管柱進(jìn)出口壓降及出口流量大小等因素，線圈直徑選取為30 mm。

圖12 不同線圈直徑對(duì)進(jìn)出口壓降和出口流量的影響Fig.12 Influence of different coil diameters on inlet and outlet pressure drop and outlet flow

上述結(jié)果均表明，在光滑管柱內(nèi)加入線圈具有對(duì)氣液混輸管柱壓降的穩(wěn)定效果，且有效提高了混輸管柱的攜液效率?；诰€圈螺距、線圈直徑等參數(shù)對(duì)氣液混輸管柱進(jìn)出口壓降和出口流量的影響關(guān)系，得到線圈最優(yōu)螺距為50 mm，最優(yōu)直徑為30 mm，該結(jié)果為海域天然氣水合物開(kāi)采效率的提高提供了一定參考。

3 結(jié)論

本文以氣液混輸管柱為關(guān)注點(diǎn)，設(shè)計(jì)了光滑管柱內(nèi)嵌線圈的線圈管結(jié)構(gòu)，模擬預(yù)測(cè)了海域天然氣水合物降壓開(kāi)采過(guò)程中管柱的產(chǎn)氣產(chǎn)水概況，基于水合物開(kāi)采氣液混輸管柱多相流動(dòng)模型，初步證實(shí)了線圈管穩(wěn)定管內(nèi)氣液兩相流的可行性，分析了線圈螺距、線圈直徑等參數(shù)對(duì)管柱壓降出口流量、攜液量的影響關(guān)系，以期為海域天然氣水合物安全高效降壓開(kāi)采研究提供一定參考和借鑒。

1）模擬發(fā)現(xiàn)水合物降壓開(kāi)采初期累積產(chǎn)水量與累積產(chǎn)氣量上升較快，開(kāi)采后期上升速度緩慢；基于所設(shè)的海域天然氣水合物開(kāi)采井井身結(jié)構(gòu)及三維水合物儲(chǔ)層模型，產(chǎn)氣與產(chǎn)水速率最大值分別達(dá)到3.68×105m3／d與2 748 m3／d，整個(gè)生產(chǎn)周期平均產(chǎn)氣速率為73 238 m3／d，平均產(chǎn)水速率為295 m3／d，平均氣液比為251。

2）設(shè)計(jì)了氣液混輸管柱內(nèi)嵌線圈的方式（線圈管柱）以穩(wěn)定管內(nèi)氣液兩相流?；谡麄€(gè)水合物開(kāi)采周期的平均產(chǎn)氣速率、平均產(chǎn)水速率、平均氣液比及氣液混輸管柱多相流動(dòng)模型，選取管柱進(jìn)出口壓降、出口流量作為決定管柱設(shè)計(jì)效果的重要指標(biāo)，提出了水合物開(kāi)采混輸管柱優(yōu)化方法。

3）線圈管柱能有效降低管內(nèi)壓降變化幅度，穩(wěn)定管內(nèi)氣液兩相流，并顯著提高管柱攜液效率；此外，隨線圈螺距和直徑增大，線圈管壓降及出口流量均呈下降趨勢(shì)?；谒O(shè)的管柱優(yōu)化初始邊界條件（混輸管柱長(zhǎng)度10 m，內(nèi)徑50.4 mm，水合物儲(chǔ)層平均產(chǎn)氣速率73 238 m3／d、平均產(chǎn)水速率295 m3／d、平均氣液比251，線圈螺距和直徑），優(yōu)化線圈螺距和直徑分別為50 mm、30 mm。