天然氣水合物旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕性能研究

張逸群，武曉亞，李根生，胡蕭，惠程玉，譚雅文，黃浩宸

(1.中國石油大學(xué)(北京)安全與海洋工程學(xué)院，北京，102249；2.中國石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院，北京，102249)

天然氣水合物是由天然氣和水在高壓低溫環(huán)境下生成的類冰狀結(jié)晶化合物，能量密度高，儲量豐富，主要分布于陸地凍土帶及海洋[1-3]，且90%儲存于深海區(qū)域[4]。據(jù)估算，天然氣水合物碳儲量相當(dāng)于目前已探明常規(guī)化石燃料的2倍以上[5]。2017年5月，我國在南海神狐海域成功進行了天然氣水合物試采，自5月10日至5月18日，天然氣平均日產(chǎn)量超過1萬m3，其中甲烷體積分?jǐn)?shù)最高達99.5%[6]。2020年，我國在南海神狐海域采用水平井技術(shù)開展了天然氣水合物的第二輪試采，創(chuàng)造了產(chǎn)氣總量為86.14萬m3、日均產(chǎn)氣量為2.87萬m3這兩項世界紀(jì)錄[7]。目前，針對天然氣水合物的開采方法一般為降壓法、注熱法、抑制劑注入法及CO2置換法[8-9]。然而，不同于常規(guī)的石油、天然氣等資源，天然氣水合物以膠結(jié)或骨架支撐的方式賦存于儲層中，對儲層的力學(xué)性質(zhì)影響較大，采用常規(guī)方法開采時，在過程中水合物大量分解，降低了地層的骨架強度與穩(wěn)定性，極易導(dǎo)致出砂、井壁失穩(wěn)垮塌等鉆井事故[10]。另外，水合物儲層具有埋藏淺、弱膠結(jié)、非成巖等特點，采用常規(guī)的機械鉆井進行破巖時，由于鉆具摩擦所引起的局部溫度變化可能導(dǎo)致儲層中的水合物分解，進而導(dǎo)致井眼失穩(wěn)。因此，根據(jù)現(xiàn)有的開采技術(shù)、裝備與試采情況，單一或綜合地采用這些方法仍不能實現(xiàn)天然氣水合物的商業(yè)化開采。

針對我國此類非成巖天然氣水合物資源，李根生等[11]提出了利用空化射流鉆徑向水平井+篩管完井一體化方法開采天然氣水合物的新思路，即利用小尺寸自進式空化噴嘴在水合物儲層的某一層位或多個層位鉆出更大孔徑的徑向水平井眼，增大后期開采過程中的水合物分解陣面和擴展儲層徑向通道，同時結(jié)合降壓注熱等開采方式，可望解決試采中單井產(chǎn)量過低的問題。高壓水射流破巖技術(shù)行業(yè)應(yīng)用廣泛，具有能量利用率高、采礦速率高、成本低等優(yōu)勢。我國南海水合物儲層弱膠結(jié)、非成巖的賦存特點完全滿足高壓水射流的破碎條件。2017年5月，我國成功將固態(tài)流化法應(yīng)用于南海神狐海域天然氣水合物的試采工程中，驗證了水射流切割、破碎水合物技術(shù)的可行性[12-13]。王國榮等[14]設(shè)計了射流破碎水合物配套噴嘴工具，依托數(shù)值模擬、室內(nèi)實驗和現(xiàn)場試采數(shù)據(jù)，確定了水合物射流破碎的臨界速度，并從經(jīng)濟角度對固態(tài)流化開采水合物的破碎參數(shù)進行了優(yōu)選。TANG 等[15]設(shè)計優(yōu)化了一種直旋混合噴嘴，分析了噴嘴數(shù)量、水合物巖性及水力參數(shù)對破碎效率的影響，并優(yōu)選了噴射頭多噴嘴的最佳組合方式。潘棟彬等[16]采用LS-dyna有限元程序研究了淹沒狀態(tài)環(huán)境和高壓水射流作用下不同射流速度對含水合物沉積物破碎效果的影響規(guī)律。CHEN等[17]采用ALE 方法建立了水射流沖蝕水合物沉積物數(shù)值模型，分析了不同射流速度、噴距及噴嘴結(jié)構(gòu)對水合物破碎效率的影響規(guī)律?？栈淞魇窃谘蜎]條件下通過噴嘴產(chǎn)生的高速射流，射流剪切層渦旋中的低壓激發(fā)空化，空泡潰滅末期產(chǎn)生瞬時高溫高壓。李根生等[18-19]自主研發(fā)了新型自激振蕩空化噴嘴，對比分析了相同泵壓條件下自激振蕩空化射流與普通錐形噴嘴射流的沖蝕能力，并應(yīng)用于油田現(xiàn)場提升鉆井速度。廖振方等[20-21]進行了亥姆霍茲式自激振蕩噴嘴的相關(guān)研究，所研制的振蕩脈沖噴嘴提高了破巖速度與鉆頭進尺。彭可文[22]優(yōu)化了一種收縮-擴張型空化噴嘴，并基于室內(nèi)實驗驗證了空蝕能力。PENG等[23]研究了空化射流沖擊固壁表面的破壞特征，解釋了靶件表面形成環(huán)形空蝕坑的原因?，F(xiàn)有成果論證了高壓水射流破碎開采天然氣水合物的可行性，同時從宏觀角度揭示了高壓水射流沖蝕水合物的作用規(guī)律，但大部分工作都是基于數(shù)值模擬或天然氣水合物替代物進行，而對天然氣水合物原位生成環(huán)境下射流沖蝕機理研究很少。

基于此，本文作者設(shè)計優(yōu)化了一種應(yīng)用于海域天然氣水合物儲層的旋轉(zhuǎn)空化噴嘴，基于數(shù)值模擬方法研究淹沒狀態(tài)下旋轉(zhuǎn)空化噴嘴與收縮-擴張型空化噴嘴的速度分布、壓力分布及氣相體積分布等流場特征，對比分析相同速度邊界條件下2種空化噴嘴的沖蝕能力；基于自主設(shè)計研制的天然氣水合物生成及空化射流沖蝕可視實驗裝置，開展天然氣水合物沉積物原位生成環(huán)境下空化射流沖蝕實驗，對比分析相同射流速度條件下2種空化噴嘴的破壞特征與破壞效果，以便為空化射流鉆徑向水平井+篩管完井一體化方法提供理論依據(jù)。此外，將射流沖擊和空化空蝕作用結(jié)合起來，形成天然氣水合物儲層空化射流輔助破巖技術(shù)，以便為固態(tài)流化鉆采一體化提供新途徑。

1 數(shù)值模型建立

1.1 控制方程

流體流動過程遵循連續(xù)性方程、動量守恒方程和能量守恒方程。

1)連續(xù)性方程為

式中：ρ為密度；t為時間；u為速度矢量。

2)動量守恒方程：

式中：p為流體微元體上的壓力；μ為流體黏度；g為重力體積力；F為外部體積力。

在本文空化射流數(shù)值模擬研究中，能量交換相對較少，暫不考慮空化傳熱。

姚立明等[24]驗證了RNGk-ε模型最適用于研究數(shù)值模擬空化射流流場。同時，RNGk-ε模型考慮了平均流動中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動情況，可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動，因而，在計算過程中，選擇RNGk-ε模型。

湍動能k方程：

耗散率ε方程：

其中：

式中：xi和xj(i，j=1，2，3)為張量形式的空間坐標(biāo)；k為湍動能；u為流體的時均速度；ε為湍動耗散率；Gk為平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項；μt為湍動黏度；Eij為時均應(yīng)變率；C1ε，C2ε，Cμ，αk，αε，η0和β為經(jīng)驗系數(shù)，分別取值為1.420 0，1.680 0，0.0845，1.3900，1.3900，4.3770和0.0120。

1.2 計算模型

1.2.1 多相流模型

對于多相流的計算，ANSYS FLUENT 19.0 提供了3 種多相流模型即Mixture(混合)模型、VOF(volume of fluid)模型和Eulerian(歐拉)模型。本文所研究的空化射流是各相混合摻雜的復(fù)雜系統(tǒng)，而VOF 模型的優(yōu)勢在于可描述不相容流體界面，并不適用于存在較大速度邊界的流場系統(tǒng)。Eulerian模型的計算結(jié)果雖然更加精確，但降低了計算效率和穩(wěn)定性。Mixture 模型則針對整個混合流場系統(tǒng)，具有準(zhǔn)確性和計算效率高等優(yōu)點，符合本文中對空化特性的計算要求[25]，因而，在計算過程中，選擇Mixture模型。

1.2.2 空化模型

對于空化效應(yīng)的數(shù)值模擬，ANSYS FLUENT 19.0 提供了3 種空化模型即Singhal 模型、Schnerr和Sauer 模型、Zwart Gerber Belamri 模型。對比這3 種空化模型，Schnerr 和Sauer 模型對所有的湍流方程均具有較好的適用性[26]，在壓力系數(shù)計算方面更有優(yōu)勢，且計算更穩(wěn)定，易于收斂[27]，相比于其他空化模型更適合模擬孔內(nèi)空化流動[28]，符合本文對空化特性的計算要求，因而，在計算過程中，選擇Schnerr和Sauer模型。

1.3 幾何模型及網(wǎng)格劃分

收縮-擴張型結(jié)構(gòu)通過在噴嘴喉道內(nèi)產(chǎn)生低壓區(qū)，具有很強的空化發(fā)生能力。該種類型的噴嘴幾何模型如圖1(a)所示，基本結(jié)構(gòu)可分為收縮段、喉道段及擴張段。旋轉(zhuǎn)葉輪幾何模型如圖1(b)所示。將該結(jié)構(gòu)置入收縮-擴張型空化噴嘴入口處，設(shè)計旋轉(zhuǎn)空化射流噴嘴結(jié)構(gòu)，如圖1(c)所示。其基本工作原理為：流體通過旋轉(zhuǎn)葉輪結(jié)構(gòu)進行加旋，結(jié)合噴嘴收縮段的增壓作用，在出口擴散段形成中心軸向速度高、周圍切向速度大、空蝕能力強的旋轉(zhuǎn)空化射流。2種空化噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。收縮-擴張型結(jié)構(gòu)采用彭可文[22]提出的優(yōu)化結(jié)構(gòu)。

圖1 收縮-擴張型空化噴嘴及旋轉(zhuǎn)空化噴嘴幾何模型Fig.1 Geometry models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

圖2所示為收縮-擴張型空化噴嘴及旋轉(zhuǎn)空化噴嘴流道模型。由圖2可見：2 種噴嘴模型均包含噴嘴域和外流場2部分。針對自由和沖擊這2種射流形式開展研究，外流場設(shè)置為直徑及長度均為10d的大空間圓柱體(d為喉管直徑)。自由射流模型中，噴距h為10d，圓柱體底面設(shè)置為出口；在沖擊射流模型中，噴距h分別為2d，4d，6d，8d和10d，圓柱體底面設(shè)置為無滑移壁面邊界。

圖2 收縮-擴張型空化噴嘴及旋轉(zhuǎn)空化噴嘴流道模型Fig.2 Flow models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

圖3所示為收縮-擴張型空化噴嘴及旋轉(zhuǎn)空化噴嘴網(wǎng)格劃分模型。由圖3可見：這2種噴嘴模型均采用結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格進行劃分，同時對收縮段及擴散段剪切層等大速度梯度區(qū)域進行網(wǎng)格加密，以增強計算精度和收斂性。表2所示為2種噴嘴計算域的網(wǎng)格設(shè)置情況。

圖3 收縮-擴張型空化噴嘴及旋轉(zhuǎn)空化噴嘴網(wǎng)格劃分模型Fig.3 Meshing models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

表2 計算域網(wǎng)格設(shè)置Table 2 Setup of computational grids 個

1.4 邊界條件及求解策略

將模型入口設(shè)置為速度入口，入口速度為25 m/s。為提高數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，針對直徑為2d、長度為40d的圓管流進行預(yù)模擬計算。管流預(yù)模擬計算結(jié)束后，從圓管出口提取湍流分量和時均速度剖面作為射流的入口邊界條件。圓管出口處的時均速度剖面如圖4所示。出口邊界條件為壓力出口，設(shè)置為100 kPa，其他壁面設(shè)置為無滑移壁面條件。

圖4 噴嘴入口時均速度Fig.4 Mean velocity at the nozzle inlet

基于ANSYS FLUENT19.0 計算流體力學(xué)求解器，采用SIMPLEC 算法和有限體積法對方程進行離散，連續(xù)性方程的壓力插值采用PRESTO!格式，其余項選用二階迎風(fēng)格式離散。參考壓力為100 kPa，液體飽和蒸氣壓設(shè)置為3 540 Pa，重力設(shè)置為9.81 m/s2。在進行瞬態(tài)計算時，殘差精度設(shè)置為10-5，計算步長設(shè)置為10-5s，在每一時間步內(nèi)迭代100次，以保證計算結(jié)果達到所設(shè)收斂精度。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 旋轉(zhuǎn)空化射流與收縮-擴張型空化射流速度場對比

2.1.1 沖擊流場結(jié)構(gòu)特性

圖5所示為收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流在z-x平面上的沖擊流場云圖。由圖5可見：2種空化射流的流場結(jié)構(gòu)基本相同，即流體經(jīng)過噴嘴加速后高速噴出，沖擊壁面后沿壁面徑向漫流，最終從流體域側(cè)壁出口流出。然而，流場分布特征有很大不同，流經(jīng)擴張段到外流場時，收縮-擴張型空化射流流場輪廓先增大后減小，速度峰值一直集中在軸心線。旋轉(zhuǎn)空化射流流場輪廓在一定范圍內(nèi)(0～3d)持續(xù)增大，小幅度減小后保持不變，速度峰值先出現(xiàn)在擴散段壁面，而后集中在軸心線。提取2種射流軸心線速度進行對比，如圖6所示(橫坐標(biāo)z為距噴嘴入口距離)。在噴嘴段，收縮-擴張型空化射流流速快速增加，與外流場環(huán)境劇烈混合后，發(fā)展形成等速核，速度穩(wěn)定在100 m/s，直至沖擊壁面逐漸衰減到0 m/s。由于旋轉(zhuǎn)葉輪存在，旋轉(zhuǎn)空化射流軸心線速度在z為2～7 mm段為0 m/s。由于噴嘴此段橫截面積更小，射流流速較收縮-擴張型空化射流增長更快，峰值達到110 m/s。在外流場，旋轉(zhuǎn)空化射流流速在3 倍噴距后迅速衰減，流場結(jié)構(gòu)中不存在等速核。這是由于旋轉(zhuǎn)空化射流強烈的卷吸作用，將射流能量傳遞至更多周圍的流體，形成更大的流場輪廓，降低了射流的軸心線速度。

圖5 收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流流場結(jié)構(gòu)對比Fig.5 Comparison in flow structure between convergentdivergent cavitating jet and swirling cavitating jet

圖6 收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流軸心線速度對比Fig.6 Comparison of centerline velocity between convergent-divergent cavitating jet and swirling cavitating jet

2.1.2 軸向速度分布及發(fā)展規(guī)律

圖7所示為不同噴距下收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流軸向速度的徑向分布情況。由圖7可見：收縮-擴張型空化射流能量集中，軸心線上速度最大；隨噴距增大，射流速度衰減較慢，使射流能夠破碎較深的沖蝕坑，但沿徑向方向速度衰減迅速，沖擊范圍較小。旋轉(zhuǎn)空化射流能量分布范圍更大，射流整體上在一定范圍內(nèi)能夠保持較大的沖擊力。對比圖7(a)和(b)可知：旋轉(zhuǎn)空化射流的徑向分布范圍為收縮-擴張型空化射流的徑向分布范圍2倍左右。由于強烈的卷吸作用，旋轉(zhuǎn)空化射流增大了射流本身的能量耗散速度；隨著噴距增大，其軸心線速度衰減較快，但在0～8d噴距范圍內(nèi)的軸心線速度大于王國榮等[13]提出的天然氣水合物臨界破碎速度(24 m/s)，仍能形成一定深度的沖蝕坑。

圖7 不同噴距下射流軸向速度的徑向分布Fig.7 Radial distribution of jet axial velocity at different standoff distances

2.1.3 徑向速度分布及發(fā)展規(guī)律

圖8所示為收縮-擴張型空化射流與旋轉(zhuǎn)空化射流在z-x平面的徑向速度分布云圖，噴距為10d。由圖8可見：2 種射流徑向速度場均沿射流軸心線對稱分布；旋轉(zhuǎn)空化射流整體上保持著較大的徑向速度，更有利于水合物沉積物的沖蝕破壞；射流沖擊壁面之后產(chǎn)生明顯的漫流層。對比圖8(a)和圖8(b)可知：旋轉(zhuǎn)空化射流的漫流層分布范圍更大，能夠保證更大的沖蝕面積；水合物沉積物在沖蝕過程中，骨架砂被破壞，砂粒極易填埋于沖蝕坑，旋轉(zhuǎn)空化射流由于漫流層分布范圍更大，徑向的湍動效應(yīng)更有利于砂粒運移，起到清潔沖蝕坑的效果，從而提升射流對水合物沉積物的沖蝕效率。距離射流軸心線2 mm處的徑向速度如圖9所示。由圖9可見：收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流的最大漫流速度分別達到42.4 m/s 和35.3 m/s，由于前者的速度場中軸向速度更大，在沖擊壁面滯止點衰減為0 m/s后產(chǎn)生了更大的徑向速度梯度。旋轉(zhuǎn)空化射流的漫流層分布范圍為收縮-擴張型空化射流層分布范圍的2 倍左右，體現(xiàn)出更強的徑向沖蝕效果。

圖8 噴距h為10d時射流徑向速度分布云圖Fig.8 Cloud maps of radial velocity distribution when h=10d

圖9 距射流軸心線2 mm處徑向速度分布Fig.9 Radial velocity distribution at r=2 mm away from the center line

2.1.4 切向速度分布及發(fā)展規(guī)律

圖10所示為收縮-擴張型空化射流與旋轉(zhuǎn)空化射流在z-x平面的切向速度分布云圖，噴距為10d。由圖10可見：收縮-擴張型空化射流流場中幾乎不存在切向速度，而旋轉(zhuǎn)空化射流流場中切向速度較大，分布范圍更廣。在圖10(b)中，流體經(jīng)過旋轉(zhuǎn)葉輪結(jié)構(gòu)后旋轉(zhuǎn)速度增大，產(chǎn)生切向速度，經(jīng)收縮段提速后達到峰值45 m/s。射流與外流場環(huán)境流體急劇摻混，射流能量快速耗散，切向速度峰值逐漸衰減，但射流作用范圍逐漸增大。圖11所示為不同噴距下旋轉(zhuǎn)空化射流切向速度分布。由圖11可見：射流的切向速度呈現(xiàn)明顯的軸對稱分布，在射流中心附近存在明顯的低速區(qū)，在沿噴嘴的軸線上切向速度幾乎為0 m/s；在噴距一定時，隨著徑向距離增大，切向速度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，整體分布呈現(xiàn)“M”型，在某一徑向位置處出現(xiàn)最大切向速度；隨著噴距增加，最大切向速度先向外發(fā)展，最后穩(wěn)定在軸心線附近。這種分布特點意味著在水合物沉積物破碎初期，切向速度不斷沖刷沖蝕坑壁面，達到“擴孔”的效果。隨著孔深不斷增加，軸向速度沖蝕能力逐漸衰減，而切向速度以拉伸、剪切作用破壞水合物沉積物的骨架砂結(jié)構(gòu)，從而能形成比較深的孔眼和面積較大的破碎面。

圖10 噴距h為10d時射流切向速度分布云圖Fig.10 Cloud maps of tangential velocity distribution when h=10d

圖11 不同噴距下旋轉(zhuǎn)空化射流切向速度分布Fig.11 Tangential velocity distribution of swirling cavitating jet at different standoff distances

2.2 旋轉(zhuǎn)空化射流與收縮-擴張型空化射流壓力場對比

圖12所示為收縮-擴張型空化射流與旋轉(zhuǎn)空化射流在z-x平面的軸向壓力分布云圖，其射流均為外流場長度為10d的自由射流。由圖12可見：這2種射流流場中壓力分布基本沿軸心線呈對稱狀，在噴嘴入口處靜壓最大，進入收縮段后流速增大，局部壓力降低產(chǎn)生“負(fù)壓”，進入外流場后壓力逐漸恢復(fù)為圍壓?？栈橇鲌鼍植繅毫Φ陀诋?dāng)前溫度下液體飽和蒸汽壓而使液體氣化產(chǎn)生空泡的過程[29]，而空泡的潰滅會產(chǎn)生瞬時的高溫、高壓及微射流，進而提升水射流的沖蝕能力?！柏?fù)壓”的分布范圍和極值是影響空化發(fā)生能力的決定性因素。2種射流軸心線的壓力對比見圖13。由圖13可見：旋轉(zhuǎn)空化射流產(chǎn)生的“負(fù)壓”極值為7.1 MPa，而收縮-擴張型空化射流產(chǎn)生的“負(fù)壓”極值為3.1 MPa，這意味著前者流場中的液體被拉伸的程度更大，更有利于形成大尺寸的空泡，而旋轉(zhuǎn)空化射流的“負(fù)壓”范圍是收縮-擴張型空化射流的2倍左右，即有利于產(chǎn)生更大范圍的空泡群。

圖12 射流軸向壓力分布云圖Fig.12 Cloud maps of axial pressure distribution

圖13 收縮-擴張型空化射流和旋轉(zhuǎn)空化射流軸心線壓力對比Fig.13 Comparison in centerline velocity between convergent-divergent cavitating jet and swirling cavitating jet

2.3 旋轉(zhuǎn)空化射流與收縮-擴張型空化射流氣相分布對比

圖14所示為不同時間t時收縮-擴張型空化射流與旋轉(zhuǎn)空化射流在z-x平面的氣相分布云圖，其射流均為外流場長度為10d的自由射流。由圖14可見：這2種射流流場中氣相分布均沿軸心線呈對稱分布，空化泡的發(fā)展規(guī)律具有明顯的周期性特征，包括初生、發(fā)展、運移及潰滅(脫落)4個階段。在收縮-擴張型空化射流中，當(dāng)t=10 μs時，在擴散段壁面處可看到明顯的空化初生現(xiàn)象；當(dāng)t=300 μs時，在外流場中空泡云發(fā)生脫落現(xiàn)象，最終在t=400 μs保持穩(wěn)定。旋轉(zhuǎn)空化射流的空化泡發(fā)展規(guī)律與收縮-擴張型空化射流的空化泡發(fā)展規(guī)律相同，即2種射流具有相同的周期。不同之處在于旋轉(zhuǎn)空化射流流場中空化泡的初生范圍和分布范圍均更大，而空泡的潰滅會產(chǎn)生空蝕破壞，因此，旋轉(zhuǎn)空化射流的空蝕能力更強。收縮-擴張型空化射流中不存在切向速度，其空化泡的初生只存在于速度梯度大的剪切層，如圖12(a)中的擴散段壁面；在收縮-擴張型結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上對旋轉(zhuǎn)空化射流進行優(yōu)化，加入旋轉(zhuǎn)葉輪，使得流場本身存在較大的速度梯度，產(chǎn)生一系列旋渦，而這些旋渦中心包含著大量空化泡，因而在圖12(b)中，在擴散段壁面和射流軸心線附近均能觀察到空化現(xiàn)象。旋轉(zhuǎn)空化射流中空泡隨旋渦的運動而運動，大量空化泡形成泡團產(chǎn)生聯(lián)動效應(yīng)，遇到靶件時能產(chǎn)生更嚴(yán)重的空蝕破壞，其空蝕能力遠遠大于收縮-擴張型空化射流的空蝕能力。

圖14 不同時間流場氣相分布云圖Fig.14 Cloud maps of flow field vapor distribution at different t

3 天然氣水合物空化射流沖蝕實驗

為驗證旋轉(zhuǎn)空化射流的沖蝕效果，對旋轉(zhuǎn)空化噴嘴的沖蝕性能進行測試?；谧灾髟O(shè)計研制的天然氣水合物生成及空化射流沖蝕可視實驗裝置[30]，開展收縮-擴張型空化射流及旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕天然氣水合物沉積物室內(nèi)實驗。

3.1 實驗設(shè)備

圖15所示為天然氣水合物生成及空化射流沖蝕可視實驗裝置流程圖及實物圖。由圖15可見：該裝置主要由溫度控制系統(tǒng)(恒溫箱)、可視圍壓射流釜、射流系統(tǒng)、注氣注液系統(tǒng)、回壓系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集與計量系統(tǒng)及真空泵組成，通過各系統(tǒng)協(xié)調(diào)工作，完成相關(guān)實驗。

圖15 天然氣水合物生成及空化射流沖蝕可視實驗裝置Fig.15 Visual experimental apparatus for gas hydrate formation and cavitating jet erosion

3.2 實驗

針對我國南海神狐海域天然氣水合物地層特點，選用石英砂作為天然氣水合物沉積物骨架進行實驗。根據(jù)中國南海試采地層取樣數(shù)據(jù)進行配砂，粒徑分布如圖16所示。在該樣品砂粒配比中，砂粒粒徑從0.005～0.380 mm 不均勻分布。在本實驗中，需要通過可視窗觀察射流過程中沙粒運動狀態(tài)，而當(dāng)沙粒粒徑較低時，沙粒中的硅酸鹽粉塵會不可避免地溶于水中使水渾濁不可透光，影響實驗觀察結(jié)果；而當(dāng)沙粒粒徑較大時，由于慣性較大，可能會刮花可視窗。為此，選取累計質(zhì)量分?jǐn)?shù)為25%～75%的沙粒進行實驗，沙粒粒徑為[0.062 5，0.096 0)，[0.096 0，0.125 0)和[0.125 0，0.250 0]mm的質(zhì)量比為1∶1∶1，此時，干砂孔隙度為40%，中值粒徑仍為0.112 2 mm。實驗中，采用去離子水作為實驗用水。

圖16 實驗砂粒徑分布圖Fig.16 Particle size distribution of experimental sand

采用透明亞克力定制模具制作骨架砂，模具為圓柱狀，內(nèi)徑為90 mm，外徑為100 mm，高度為151 mm，容積約為960 cm3。采用GHIASSIAN等[31]提出的方法計算試樣中水合物的飽和度，其中水合物的體積基于標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下1 m3甲烷水合物分解產(chǎn)生164 m3甲烷氣和0.87 m3水的假設(shè)進行計算。水合物飽和度的計算公式如下：

式中：Sh為水合物飽和度；Vh為水合物體積；Vv為試樣的孔隙體積。

3.3 實驗流程及參數(shù)選擇

為評價旋轉(zhuǎn)空化射流的沖蝕效果，通過水合物二次合成的方式，提出一種天然氣水合物沉積物試樣沖蝕孔深及孔徑定量表征方法。實驗步驟如下。

1)本次實驗試樣水合物飽和度為50%，計算所需不同粒徑砂的用量與去離子水的用量。將干砂攪拌均勻后加入去離子水，攪拌，使水與砂充分混合。

2)將攪拌好的濕砂分10 次填入亞克力模具中并逐層壓實。填砂完畢，將可視化射流釜密封，向釜內(nèi)注入2 MPa 甲烷檢查氣密性，2 h 內(nèi)壓力不降低則說明氣密性良好，排出甲烷。

3)用真空泵抽氣5 min，將釜內(nèi)殘余氣體抽出，隨后關(guān)閉真空泵及真空閥。向釜內(nèi)注入甲烷至壓力為10 MPa，隨后關(guān)閉注氣閥，常溫下靜置24 h，以便水與甲烷充分接觸。靜置完畢，將恒溫箱溫度調(diào)至0.5 ℃，甲烷水合物開始生成，生成過程約為24 h。

4)待釜內(nèi)溫度與壓力參數(shù)基本不變后，可認(rèn)定水合物生成過程已完成。向釜內(nèi)通過注液泵注入冷卻水形成淹沒環(huán)境，并打開回壓閥，將其設(shè)置為5 MPa，保證注水驅(qū)氣時壓力穩(wěn)定，直至注水驅(qū)氣完畢。

5)關(guān)閉回壓閥，打開電磁背壓閥，將出口壓力設(shè)置為5 MPa。調(diào)整噴距為2 mm，開啟射流泵，以100 m/s 的速度沖蝕15 s，隨后關(guān)閉射流泵。待釜內(nèi)砂水混合物基本穩(wěn)定后，打開注氣閥并保持釜內(nèi)氣壓為5 MPa，同時打開釜底下出水口，注入100 mL 十二烷基硫酸鈉溶液以加快水合物二次生成，通過氣驅(qū)水將釜內(nèi)殘余水排出。

6)驅(qū)水完畢后，繼續(xù)等待12 h，使釜內(nèi)殘余水快速生成水合物，保留沖蝕坑的形貌特征。排氣降壓，打開釜蓋，取出試樣，記錄沖蝕坑孔深孔徑。

3.4 實驗結(jié)果及分析

3.4.1 天然氣水合物沉積物制備

圖17所示為天然氣水合物沉積物的合成過程。由圖17可見：在時間t=3.9 h 時，釜內(nèi)壓力開始快速下降，此時，天然氣水合物快速合成。由于天然氣水合物合成反應(yīng)是放熱反應(yīng)，釜內(nèi)溫度短暫下降之后出現(xiàn)回升，直到t=6.6 h 后繼續(xù)下降，即3.9～6.6 h是天然氣水合物大量生成階段。天然氣水合物在10 h 時基本生成完畢，溫度與壓力基本不發(fā)生變化。在水合物生成過程中，釜內(nèi)壓力下降1.5 MPa 左右。根據(jù)實驗結(jié)果，注入氣體512 L，注水排出氣體475 L。在水合物生成階段，消耗甲烷體積37 L。模具中實際用水量為167 g，根據(jù)1 m3甲烷水合物分解產(chǎn)生164 m3甲烷氣和0.87 m3水的假設(shè)，完全生成水合物需要31.5 L甲烷，說明此時模具中的水已經(jīng)全部轉(zhuǎn)化成水合物。考慮到管線與水合物沉積物孔隙中的殘余氣與溫度變化的影響，甲烷消耗理論值與實驗值的誤差在允許范圍之內(nèi)。

待釜內(nèi)降壓排氣后將水合物沉積物取出放于空氣中燃燒，如圖17(b)所示。觀察到樣品在空氣中燃燒產(chǎn)生黃色火焰，伴隨水合物的分解有白色不透明液體流出，且逐漸有氣泡膨脹，釋放其中的甲烷繼續(xù)燃燒，根據(jù)火焰燃燒情況，發(fā)現(xiàn)水合物飽和度較高。

圖17 天然氣水合物沉積物合成過程及燃燒測試Fig.17 Generation process and combustion test of gas hydrate-bearing sediments

3.4.2 沖蝕結(jié)果及分析

按實驗步驟重新制備試樣，進行空化射流沖蝕水合物沉積物實驗。射流速度控制在100 m/s，沖蝕時間為15 s。沖蝕實驗統(tǒng)一使用模具進行，以減少實驗時間以及保證試樣的一致性。

圖18所示為水合物沉積物收縮-擴張型空化射流沖蝕結(jié)果。由圖18可見：沖蝕坑深度為39 mm，初始孔徑為21 mm。將水合物沉積物試樣沿中軸線一分為二，觀察沖蝕坑形貌特征。沖蝕坑形狀呈圓柱形，孔徑隨孔深變化較小。沖蝕坑表面較光滑，底部經(jīng)漫流層徑向沖刷呈錐形。沖蝕坑壁面有大塊沉積物脫落，是由于水合物沉積物試樣內(nèi)部非均質(zhì)性較強，局部低強度區(qū)域受徑向速度的沖擊從沖蝕坑壁面剝離，形成較大孔徑。

圖18 收縮-擴張型空化射流沖蝕結(jié)果Fig.18 Erosion results of convergent-divergent cavitating jet

圖19所示為水合物沉積物旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕結(jié)果。由圖19可見沖蝕坑深度為98 mm，初始孔徑為22 mm。觀察水合物沉積物試樣剖面圖發(fā)現(xiàn)沖蝕坑上窄下寬，呈圓臺形，孔徑隨孔深持續(xù)增大。沖蝕坑表面粗糙，底部經(jīng)切向速度與徑向速度的聯(lián)合沖刷呈球面狀。沖蝕坑壁面在具有切向速度的旋轉(zhuǎn)空化射流沖刷作用下，不斷有小塊沉積物脫落，形成較大腔體，體現(xiàn)旋轉(zhuǎn)空化射流的“擴孔”作用。

圖19 旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕結(jié)果Fig.19 Erosion results of swirling cavitating jet

圖20所示為孔徑隨孔深的變化關(guān)系。從圖20可見：隨著孔深增大；收縮-擴張型空化射流沖蝕孔徑先增大后減小，局部低強度區(qū)域受徑向射流沖擊出現(xiàn)較大孔徑；旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕孔徑隨孔深增大變化較大，增長速度先增大后減小，最大沖蝕孔深和最大沖蝕孔徑分別是收縮-擴張型空化射流的2.5 倍和2.0 倍。由于沖蝕坑底部存在錐形或球面狀沖蝕結(jié)構(gòu)，2種射流的最大沖蝕孔徑均出現(xiàn)在最大沖蝕孔深之前。結(jié)合數(shù)值模擬計算結(jié)果與實驗結(jié)果，針對非成巖的水合物沉積物，旋轉(zhuǎn)空化射流的沖蝕擴孔效果遠遠優(yōu)于收縮-擴張型空化射流的沖蝕擴孔效果。2種射流軸心線的速度分布及發(fā)展規(guī)律相類似，都能形成一定深度的沖蝕坑，不同之處在于旋轉(zhuǎn)空化射流具有三維速度，擴散性及擴孔能力更強，可以形成更大的破碎面積。軸向速度衰減較快，但由于存在徑向速度剪切效應(yīng)及空泡群聯(lián)動效應(yīng)，在形成更大沖蝕孔徑的同時，空蝕作用降低了水合物沉積物的破壞門限壓力，能形成較大孔徑和孔深的沖蝕坑。

圖20 孔徑隨孔深的變化關(guān)系Fig.20 Relationship between crushing diameter and crushing depth

4 結(jié)論

1)基于收縮-擴張型結(jié)構(gòu)設(shè)計了一種旋轉(zhuǎn)空化噴嘴。旋轉(zhuǎn)空化射流兼具射流沖蝕與空化空蝕優(yōu)點，相較于收縮-擴張型空化射流具有更強的擴孔能力以及更大的鉆孔深度，滿足我國南海非成巖類型的天然氣水合物儲層的破碎條件，為空化射流鉆徑向水平井+篩管完井一體化方法開采天然氣水合物提供了理論依據(jù)。

2)旋轉(zhuǎn)空化射流較收縮-擴張型空化射流具有三維速度，擴散性強，軸心線速度在0～8d噴距內(nèi)高于天然氣水合物臨界破碎速度，能形成一定深度的沖蝕坑。徑向速度與切向速度較大，卷吸摻混能力強，兼具拉伸、剪切作用，能形成較大孔徑的沖蝕坑腔體。

3)旋轉(zhuǎn)空化射流的空化初生能力更強，射流本身具有旋轉(zhuǎn)速度，剪切層內(nèi)產(chǎn)生大量包含空化泡的旋渦，在擴散段空泡聯(lián)動效應(yīng)被放大，形成空蝕能力更強的空化射流。

4)旋轉(zhuǎn)空化射流沖蝕水合物沉積物形成的孔深及孔徑分別是收縮-擴張型空化射流的2.5 倍和2.0 倍。在擴孔效應(yīng)的基礎(chǔ)上，空蝕效應(yīng)伴生的高溫、高壓及微射流特性會破壞水合物沉積物的骨架，降低破壞門限壓力，能獲得更佳的沖蝕效果。