旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究

張逸群， 胡 蕭， 武曉亞， 李根生， 田守嶒， 趙 帥

（1.天然氣水合物國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室中國石油大學(xué)（北京）分室，北京 102249；2.中國石油大學(xué)（北京）石油工程學(xué)院，北京 102249；3.中國石油大學(xué)（北京）安全與海洋工程學(xué)院，北京 102249）

天然氣水合物又稱“可燃冰”，是水與以甲烷為主的烴類氣體在低溫高壓條件下反應(yīng)生成的固態(tài)籠型化合物[1-3]，其作為一種分布廣、規(guī)模大、埋藏淺、能效高且污染低的新能源，一直被世界各國廣泛關(guān)注[4-7]。我國南海天然氣水合物儲(chǔ)量豐富，但南海粉砂泥質(zhì)非成巖天然氣水合物儲(chǔ)層穩(wěn)定性較差[8-9]，天然氣水合物分解后易導(dǎo)致地層失穩(wěn)垮塌，引發(fā)海底滑坡等地質(zhì)災(zāi)害，采用降壓法、注熱法、CO2置換法和化學(xué)抑制劑法等傳統(tǒng)方法[10-11]難以實(shí)現(xiàn)商業(yè)化開發(fā)。南海粉砂泥質(zhì)非成巖天然氣水合物儲(chǔ)層埋藏淺，礦體硬度小、單軸抗壓強(qiáng)度低，滿足高壓水射流破碎的條件?；诖?，周守為等人[12]提出了深水淺層天然氣水合物固態(tài)流化綠色開采技術(shù)，利用高壓水射流將天然氣水合物礦體破碎流化成漿體，并將漿體泵送至海面進(jìn)行后續(xù)處理，具有污染小、次生災(zāi)害小和不破壞下部孔隙性天然氣水合物儲(chǔ)層等優(yōu)勢。2017年5月，我國在南海神狐海域成功實(shí)施了天然氣水合物固態(tài)流化試采作業(yè)[13]，驗(yàn)證了水射流破碎水合物技術(shù)的可行性。李根生等人[14]提出了高壓水射流鉆徑向水平井+篩管完井一體化方法，具有純水力高效鉆進(jìn)、超短半徑轉(zhuǎn)向、精準(zhǔn)中靶、襯管粗護(hù)井眼和井筒精細(xì)防砂等特點(diǎn)。利用小尺寸自進(jìn)式空化噴嘴在天然氣水合物儲(chǔ)層的某一層位或多個(gè)層位鉆出更大孔徑的徑向水平井眼，可以增大后期開采過程中天然氣水合物分解陣面和擴(kuò)展儲(chǔ)層徑向通道，可望解決試采中單井產(chǎn)量過低的問題。2019年10月至2020年4月，我國在南海進(jìn)行了第二次天然氣水合物試采[15]，采用水平井技術(shù)定向鉆進(jìn)深水天然氣水合物淺軟地層，創(chuàng)造了連續(xù)產(chǎn)氣30 d、平均日產(chǎn)氣量2.87×104m3的世界紀(jì)錄。此次試采說明，通過增大井眼與儲(chǔ)層的接觸面積，可提高產(chǎn)氣效率，進(jìn)而驗(yàn)證了采用徑向水平井增大天然氣水合物分解陣面思路的可行性。王國榮等人[16]設(shè)計(jì)了射流破碎天然氣水合物噴嘴的結(jié)構(gòu)，依托數(shù)值模擬、室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場試采數(shù)據(jù)，分析了射流破碎工況和施工參數(shù)對天然氣水合物開采效率的影響規(guī)律，并從經(jīng)濟(jì)角度優(yōu)選了噴嘴的工作參數(shù)。Tang Yang等人[17]設(shè)計(jì)了一種直旋混合噴嘴，通過試驗(yàn)分析了噴嘴數(shù)量及結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕效率的影響，并優(yōu)選了噴射頭多噴嘴的最佳組合方式。潘棟彬等人[18]利用 LS-DYNA 軟件，分析了淹沒環(huán)境下射流速度對高壓水射流破碎天然氣水合物沉積物效果的影響規(guī)律，指出射流速度與沖蝕深度呈線性遞增關(guān)系，且天然氣水合物沉積物沖蝕體積是軸向沖蝕與徑向沖蝕共同作用的結(jié)果。陳晨等人[19]采用拉格朗日-歐拉（ALE）方法，建立了淹沒環(huán)境下水射流沖蝕天然氣水合物沉積物的數(shù)值模型，分析了工作參數(shù)（射流速度、靶距和噴嘴直徑）對射流沖蝕天然氣水合物沉積物體積的影響規(guī)律。

現(xiàn)有成果已認(rèn)識(shí)到高壓水射流破碎開采天然氣水合物的可行性，同時(shí)從宏觀角度揭示了射流沖蝕天然氣水合物的規(guī)律，但數(shù)值模擬時(shí)大多將射流簡化為一段簡單的水柱，僅考慮淹沒環(huán)境對射流沖蝕天然氣水合物沉積物效果的影響，未考慮噴嘴結(jié)構(gòu)和圍壓對射流沖蝕天然氣水合物沉積物效果的影響。同時(shí)，射流沖蝕試驗(yàn)大多基于天然氣水合物替代物，未采用射流沖蝕原位生成環(huán)境下天然氣水合物進(jìn)行試驗(yàn)。因此，筆者利用LS-DYNA軟件，建立了錐形噴嘴和添加葉輪的錐形噴嘴（旋轉(zhuǎn)噴嘴）沖蝕天然氣水合物沉積物的ALE流固耦合模型，并開展了數(shù)值模擬，采用自主設(shè)計(jì)研制的天然氣水合物生成及射流沖蝕可視試驗(yàn)裝置進(jìn)行室內(nèi)沖蝕試驗(yàn)，待再次生成天然氣水合物后，通過在沖蝕坑中注石膏實(shí)現(xiàn)沖蝕孔孔深及孔徑的定量表征。通過對比室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值模擬的沖蝕結(jié)果，分析了淹沒環(huán)境下圍壓對射流擴(kuò)散能力及沖蝕天然氣水合物沉積物效率的影響，并分析了旋轉(zhuǎn)射流的成孔優(yōu)勢。

1 射流沖蝕天然氣水合物沉積物數(shù)值模擬

非線性動(dòng)力學(xué)的有限元法已成為工程設(shè)計(jì)中常用的輔助分析手段。LS-DYNA是一款非線性顯式動(dòng)力學(xué)分析軟件，能夠模擬各種復(fù)雜的幾何非線性、材料非線性和接觸非線性問題，可進(jìn)行熱流固化多場耦合模擬，滿足水射流破巖數(shù)值模擬需求。由于淹沒和圍壓條件均會(huì)降低高壓水射流沖蝕天然氣水合物沉積物的效率，而該軟件中的ALE模塊能較好地模擬井下連續(xù)射流沖蝕過程[20]，因此，筆者采用ALE算法對射流沖蝕天然氣水合物沉積物進(jìn)行數(shù)值模擬。

1.1 ALE算法

ALE算法是一種將Lagrange算法和Euler算法結(jié)合起來的混合算法，其參考坐標(biāo)：

式中：Xi為Lagrange物質(zhì)點(diǎn)坐標(biāo)；xi為Euler空間點(diǎn)坐標(biāo)； ωi為物質(zhì)點(diǎn)相對參照坐標(biāo)系的速度。

ALE算法克服了純Lagrange算法經(jīng)常出現(xiàn)網(wǎng)格大形變而產(chǎn)生計(jì)算結(jié)果誤差的問題和純Euler算法在分析過程中網(wǎng)格始終保持最初空間位置不變的問題，兼具兩者的特長[21]。在ALE算法坐標(biāo)系中，流體和靶件能夠在網(wǎng)格間自由運(yùn)動(dòng)，和ALE坐標(biāo)系處于相互獨(dú)立的狀態(tài)，有利于分析大形變方面的問題[22]。

1.2 模型建立

為研究旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流對天然氣水合物沉積物的沖蝕效果，設(shè)計(jì)了如圖1所示的旋轉(zhuǎn)噴嘴，其結(jié)構(gòu)參數(shù)為：噴嘴進(jìn)口直徑6 mm，加旋葉輪長16 mm，收縮段長 3 mm，圓柱加速段長 3 mm，出口直徑 1 mm。根據(jù)前期葉輪旋轉(zhuǎn)角度對旋轉(zhuǎn)射流流場影響規(guī)律研究結(jié)果，選用旋轉(zhuǎn)角度為360°的加旋葉輪，既能保證射流獲得較大旋轉(zhuǎn)能量，又能保證射流強(qiáng)度[23]。

圖1 旋轉(zhuǎn)噴嘴的結(jié)構(gòu)Fig.1 Swirling nozzle structure

旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物ALE模型將噴嘴、入口水柱和水合物沉積物完全包裹在ALE網(wǎng)格中，如圖2所示。對ALE及水合物沉積物中心部分的網(wǎng)格加密，著重模擬射流軸線處的水射流流場。將噴嘴及水合物沉積物置于ALE網(wǎng)格中，進(jìn)行流固耦合。流體邊界與水合物沉積物邊界除頂面的外層邊界均設(shè)置為非反射邊界，模擬無限大地層，以消除模型邊界的影響[24]。根據(jù)密度和深度計(jì)算結(jié)果為模型添加靜水壓力，從而實(shí)現(xiàn)ALE模型圍壓的設(shè)置。

圖2 旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物ALE模型Fig.2 ALE model for natural gas hydrate erosion by swirling jet

1.3 材料模型

假設(shè)噴嘴和天然氣水合物沉積物的密度均勻，具有各向同性且不隨時(shí)間而改變，忽略噴嘴中及沖蝕過程中的摩擦，不考慮巖屑運(yùn)移對沖蝕的影響。

1.3.1 流體模型

假設(shè)水為不可壓縮的塑性材料，射流時(shí)水的狀態(tài)方程為：

式中：p為流動(dòng)時(shí)的沖擊壓力，Pa；E為流動(dòng)時(shí)的內(nèi)能，J； ρ為當(dāng)前密度，kg/m3； ρ0為初始密度，kg/m3；C為激蕩速度，m/s；S1,S2,S3為沖擊速度-質(zhì)點(diǎn)速度曲線的斜率； γ0為格魯伊森常數(shù)；a為一階矯正量。

模擬參數(shù)的取值為： ρ0=1 000 kg/m3,C=1 480 m/s，S1=2.56，S2=-1.98，S3=0.228 6， γ0=1.397，a=0.49。

1.3.2 天然氣水合物沉積物模型

天然氣水合物沉積物試驗(yàn)樣品可看作離散顆粒相互粘結(jié)而形成的土體，黏聚力較小，與摩擦強(qiáng)度共同決定了樣品的強(qiáng)度[25]。土壤和泡沫材料模型是一種用于模擬土壤的帶有失效準(zhǔn)則的本構(gòu)模型，可導(dǎo)入應(yīng)力與體積應(yīng)變的關(guān)系曲線，用以模擬不同圍壓下射流沖蝕天然氣水合物的效果?；诙ㄖ频奶烊粴馑衔锏蜏厝S試驗(yàn)裝置[26]，在低溫環(huán)境下實(shí)現(xiàn)水合物沉積物的原位生成和三軸試驗(yàn)，天然氣水合物試樣通過氣體飽和法生成，其飽和度為50%。通過三軸試驗(yàn)獲得壓縮峰值強(qiáng)度，利用失效條件中的最大失效應(yīng)力（2.12 MPa）和最小失效應(yīng)變（0）添加額外失效條件，根據(jù)失效條件模擬射流沖蝕天然氣水合物沉積物的過程。天然氣水合物沉積物的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。天然氣水合物沉積物的密度為 1 800 kg/m3，剪切模量為 1.62 GPa，體積模量為 3.50 GPa。

圖3 天然氣水合物沉積物的應(yīng)力–應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curve of natural gas hydrate sediment

1.4 結(jié)果及分析

1.4.1 射流流場分析

入口段水流速度為2.8 m/s時(shí)，錐形噴嘴和旋轉(zhuǎn)噴嘴的射流流場速度模擬結(jié)果如圖4和圖5所示。從圖4和圖5可以看出：圍壓對旋轉(zhuǎn)射流流場的影響要明顯大于錐形射流；在非淹沒條件下，旋轉(zhuǎn)射流的擴(kuò)散直徑約是錐形射流的3倍；在淹沒無圍壓條件下，旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流帶動(dòng)周圍環(huán)境中的水運(yùn)動(dòng)，擴(kuò)散直徑有所增大，旋轉(zhuǎn)射流的擴(kuò)散直徑約為錐形射流的2倍；在淹沒、圍壓5 MPa條件下，錐形射流幾乎不擴(kuò)散，旋轉(zhuǎn)射流的擴(kuò)散同樣受到極大抑制，但由于旋轉(zhuǎn)射流本身高速旋轉(zhuǎn)，使其在向下運(yùn)動(dòng)的過程中仍會(huì)發(fā)生一定程度的擴(kuò)散，其擴(kuò)散直徑約為同樣條件下錐形射流的1.8倍。由此可見，在同樣的入口條件下，無論環(huán)境條件如何變化，旋轉(zhuǎn)射流的擴(kuò)散能力均優(yōu)于錐形射流。

圖4 錐形射流流場速度云圖Fig.4 Velocity nephogram for the flow field of conical jet

圖5 旋轉(zhuǎn)射流流場速度云圖Fig.5 Velocity nephogram for the flow field of swirling jet

1.4.2 射流沖蝕天然氣水合物沉積物結(jié)果分析

旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流沖蝕天然氣水合物沉積物的沖蝕孔剖面模擬結(jié)果如圖6和圖7所示（圖中，V為沖蝕孔體積，D為沖蝕孔孔徑，h為沖蝕孔孔深）。從圖6和圖7可以看出，圍壓明顯影響射流沖蝕天然氣水合物沉積物的效率；圍壓5 MPa條件下旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流的沖蝕體積與無圍壓條件相比分別下降了54.6%和52.6%。這是由于在圍壓條件下天然氣水合物沉積物的強(qiáng)度增加，沖蝕阻力增大，同時(shí)射流能量被抑制，從而降低了射流的沖蝕效率。從圖6和圖7還可以看出：在無圍壓條件下，旋轉(zhuǎn)射流在6 ms時(shí)沖蝕體積達(dá)到最大，錐形射流在5 ms時(shí)沖蝕體積達(dá)到最大，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的最終體積是錐形射流的1.8倍；在圍壓5 MPa條件下，旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流均在7 ms時(shí)沖蝕體積達(dá)到最大，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的最終體積是錐形射流的1.7倍。數(shù)值模擬結(jié)果表明，同樣環(huán)境條件下，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的效率明顯高于錐形射流。

圖6 旋轉(zhuǎn)射流沖蝕水合物沉積物剖面Fig.6 Profile of hydrate sediments eroded by swirling jet

圖7 錐形射流沖蝕水合物沉積物剖面Fig.7 Profile of hydrate sediments eroded by conical jet

2 射流沖蝕天然氣水合物沉積物試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置

采用自主設(shè)計(jì)研制的天然氣水合物生成及射流沖蝕可視試驗(yàn)裝置[27]，進(jìn)行模擬地層環(huán)境下旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的試驗(yàn)。天然氣水合物生成及射流沖蝕可視試驗(yàn)裝置由注氣系統(tǒng)、注液系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集與計(jì)量系統(tǒng)、恒溫箱、可視圍壓射流釜、射流系統(tǒng)和回壓系統(tǒng)組成（見圖8），能夠進(jìn)行天然氣水合物及其沉積物的原位生成及淹沒、圍壓等條件下的天然氣水合物沉積物沖蝕可視試驗(yàn)。

圖8 天然氣水合物生成及射流沖蝕可視試驗(yàn)裝置示意Fig.8 Visual experimental device for natural gas hydrate generation and jet erosion

2.2 試驗(yàn)樣品

針對我國南海神狐海域天然氣水合物地層的特點(diǎn)，選用石英砂作為天然氣水合物沉積物骨架進(jìn)行試驗(yàn)。根據(jù)中國南海試采地層固體顆粒的粒徑分布（見圖9[27]）配制石英砂。石英砂粒徑較小時(shí)，其中的硅酸鹽粉塵會(huì)溶于水，使水渾濁，影響觀察效果；石英砂粒徑較大時(shí)，由于慣性較大，可能會(huì)刮花可視圍壓射流釜的視窗?？紤]以上情況，同時(shí)為了通過可視窗觀察沖蝕過程中石英砂粒的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，選取地層固體顆粒數(shù)目累計(jì)25%～75%對應(yīng)粒徑的石英砂進(jìn)行配制，60/120目、120/160目和160/240目的石英砂按1∶1∶1的質(zhì)量比進(jìn)行配制，此時(shí)粒徑中值為0.112 2 mm，與地層固體顆粒粒徑中值相同。采用去離子水作為試驗(yàn)用水。

圖9 試采地層固體顆粒的粒徑分度Fig.9 Particle size distribution of solid particles of the preproduction formation

為了減少甲烷與石英砂的用量，縮短天然氣水合物生成時(shí)間，采用透明亞克力定制模具制作骨架砂，模具為圓柱狀，其內(nèi)徑為90 mm，外徑為100 mm，高度為 151 mm，容積約為 960 cm3。

采用H.Ghiassian等人[28]的方法計(jì)算天然氣水合物沉積物試樣中天然氣水合物的飽和度：

式中：Sh為天然氣水合物的飽和度；Vh為天然氣水合物的體積，cm3；Vv為天然氣水合物沉積物試樣的孔隙體積，cm3。

經(jīng)過多次壓實(shí)試驗(yàn)，計(jì)算確定水與石英砂的質(zhì)量比為3∶25。在此配比下，生成天然氣水合物沉積物中天然氣水合物的飽和度為50%。

2.3 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)步驟包括試驗(yàn)裝置氣密性檢查、天然氣水合物沉積物制備、旋轉(zhuǎn)/錐形射流沖蝕沉積物、天然氣水合物二次生成和沖蝕孔孔深及孔徑測定。

1）氣密性檢查。將可視圍壓射流釜密封，向釜內(nèi)注入甲烷，至釜內(nèi)壓力達(dá)到10 MPa停止注入甲烷，觀察釜內(nèi)壓力，若2 h內(nèi)釜內(nèi)壓力不降低，說明可視圍壓射流釜的氣密性良好；排出甲烷，再用真空泵抽5 min，將釜內(nèi)殘余氣體抽出，隨后關(guān)閉真空泵及真空閥。

2）天然氣水合物沉積物制備。試驗(yàn)設(shè)計(jì)天然氣水合物飽和度為50%，計(jì)算出不同粒徑石英砂與去離子水的用量。將不同粒徑石英砂攪拌均勻后，加入去離子水，攪拌至砂粒不結(jié)塊；將攪拌好的濕石英砂填入模具并壓實(shí)。填砂完畢之后將可視圍壓射流釜密封，再次檢查其氣密性。向釜內(nèi)注入甲烷，至釜內(nèi)壓力達(dá)到8 MPa后關(guān)閉注氣閥，常溫下靜置24 h，以便于水與甲烷充分接觸。靜置完畢后，將恒溫箱溫度調(diào)至0.5 ℃，開始生成天然氣水合物，生成過程用時(shí)約為24 h。待釜內(nèi)溫度與壓力參數(shù)基本不變之后，可認(rèn)為已經(jīng)生成天然氣水合物沉積物。

3）射流沖蝕天然氣水合物沉積物。通過注液泵向釜內(nèi)注入冷卻水，形成淹沒環(huán)境。打開手動(dòng)背壓閥，將其設(shè)置為8 MPa，保證注水驅(qū)氣時(shí)壓力穩(wěn)定；完成注水驅(qū)氣后，關(guān)閉手動(dòng)背壓閥，打開電磁回壓閥，并將出口壓力設(shè)置為 5 MPa，形成圍壓 5 MPa 環(huán)境。將噴距調(diào)整為5 mm，開啟射流泵，流體以100 m/s的速度沖蝕 15 s。

4）天然氣水合物二次生成。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，保持釜內(nèi)壓力為8 MPa；通過注液系統(tǒng)注入100 mL十二烷基硫酸鈉溶液，加快天然氣水合物二次生成。持續(xù)注氣維持釜內(nèi)壓力的同時(shí)，打開釜底下出水口，氣驅(qū)將釜內(nèi)殘余水排出。水排完后，繼續(xù)等待12 h，使天然氣水合物二次生成且凍實(shí)，以最大限度保證沖蝕孔的完整性。

5）沖蝕孔孔深及孔徑測定。排氣降壓后，打開釜蓋，清除殘余砂；向沖蝕孔中注入石膏，待石膏凝固后取出，測量孔深及孔徑。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.4.1 天然氣水合物生成

模具填砂完成后釜內(nèi)狀態(tài)如圖10所示。由于試驗(yàn)所用石英砂與天然氣水合物顏色均為白色，無法直接觀察到天然氣水合物生成，需借助溫度、壓力及反應(yīng)用氣量等方法判斷天然氣水合物是否生成。可視圍壓射流釜內(nèi)壓力和溫度的變化曲線如圖11所示。從圖11可以看出，12 h前壓力和溫度不斷降低，12 h后壓力和溫度基本不發(fā)生變化，說明到12 h天然氣水合物已經(jīng)生成完畢。天然氣水合物生成過程中，釜內(nèi)壓力下降1.2 MPa，試驗(yàn)?zāi)＞哂盟?80 g，消耗甲烷37 L。根據(jù)1單位體積的天然氣水合物分解為0.87單位體積的水與164單位體積的甲烷，計(jì)算出用水量為180 g時(shí)，應(yīng)消耗甲烷33.93 L，與實(shí)際消耗量的誤差為8.3%。這是由于管線與沉積物孔隙中存在殘余氣，且溫度變化存在一定影響，故誤差在允許范圍之內(nèi)。

圖10 可視圍壓射流釜內(nèi)的天然氣水合物沉積物Fig.10 The location of Natural gas hydrate sediment in the visible kettle for jet with confining pressure

圖11 可視圍壓射流釜內(nèi)壓力和溫度的變化Fig.11 Variation of pressure and temperature in the visible kettle for jet with confining pressure

2.4.2 沖蝕結(jié)果及分析

天然氣水合物生成完畢后，注水排氣加圍壓，采用出口直徑1 mm、入口直徑6 mm的錐形噴嘴和旋轉(zhuǎn)噴嘴，進(jìn)行淹沒、無圍壓和淹沒、圍壓5 MPa條件下的天然氣水合物沉積物沖蝕試驗(yàn)，結(jié)果如圖12所示（試驗(yàn)射流速度 100 m/s，沖蝕時(shí)間 45 s）。

圖12 沖蝕孔及注石膏結(jié)果Fig.12 Results of erosion holes and gypsum injection

從圖12可以看出：無圍壓時(shí)，錐形噴嘴和旋轉(zhuǎn)噴嘴沖蝕孔的孔深基本相同，旋轉(zhuǎn)噴嘴沖蝕孔的孔徑約為錐形噴嘴的2倍，表明無圍壓時(shí)旋轉(zhuǎn)噴嘴沖蝕天然氣水合物沉積物的效果更佳；圍壓5 MPa時(shí)，射流沖蝕效果顯著降低，旋轉(zhuǎn)射流的擴(kuò)孔能力被大幅限制，導(dǎo)致孔徑減小，但由于旋轉(zhuǎn)射流對天然氣水合物沉積物的拉剪破壞，其沖蝕體積仍然較大，約為錐形射流的1.7倍。分析認(rèn)為，圍壓使旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物效率降低的原因?yàn)椋?）壓使天然氣水合物強(qiáng)度增強(qiáng)，沖蝕阻力增大；2）壓抑制了射流的擴(kuò)散能力，使射流的沖蝕效率降低。綜合以上試驗(yàn)結(jié)果可知，旋轉(zhuǎn)射流對泥質(zhì)粉砂儲(chǔ)層中天然氣水合物沉積物的沖蝕效果要優(yōu)于錐形射流，可在沖蝕較大孔徑的同時(shí)，保證沖蝕孔深較大。

3 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比分析

3.1 旋轉(zhuǎn)射流流場對比分析

淹沒無圍壓條件下數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的旋轉(zhuǎn)射流流場如圖13所示。

圖13 淹沒無圍壓條件下的旋轉(zhuǎn)射流流場Fig.13 Flow field of submerged swirling jet without confining pressure

從圖13可以看出，數(shù)值模擬求得旋轉(zhuǎn)射流高速區(qū)域的擴(kuò)散角為22°，試驗(yàn)觀察到的旋轉(zhuǎn)射流流場擴(kuò)散角為21°，兩者間存在微小誤差。這是由于室內(nèi)可視試驗(yàn)所觀察到的流場為射流高速運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的現(xiàn)象，但試驗(yàn)流場的高速區(qū)與低速區(qū)間存在緩沖帶，較為模糊。數(shù)值模擬得到速度96.4 m/s為高速區(qū)與低速區(qū)的分界線，該分界線在可視試驗(yàn)中不易觀測到，故誤差在允許范圍之內(nèi)，說明數(shù)值模擬結(jié)果具有較高的參考價(jià)值。

3.2 沖蝕結(jié)果對比分析

采用數(shù)值模擬方法模擬沖蝕體積隨時(shí)間的變化情況，結(jié)果見圖14。由圖14可知：無圍壓條件下，旋轉(zhuǎn)射流的斜率較大，說明沖蝕效率更高，且旋轉(zhuǎn)射流達(dá)到臨界值時(shí)的沖蝕時(shí)間較長，最終沖蝕體積約為錐形射流1.8倍；圍壓5 MPa條件下，錐形射流和旋轉(zhuǎn)射流均從3.6 ms時(shí)開始沖蝕天然氣水合物沉積物，這是由于天然氣水合物沉積物的強(qiáng)度在圍壓條件下增強(qiáng)，沖蝕所需的初始能量增大，射流需經(jīng)過充分發(fā)展獲得較大能量后才開始沖蝕天然氣水合物沉積物；旋轉(zhuǎn)射流的斜率仍然較大，說明在圍壓5 MPa條件下旋轉(zhuǎn)射流仍有較高的沖蝕效率，其最大沖蝕體積約為錐形射流的1.7倍。

圖14 沖蝕體積與沖蝕時(shí)間的關(guān)系Fig.14 Relationship between erosion volume and erosion time

射流沖蝕天然氣水合物沉積物試驗(yàn)沖蝕孔孔徑隨孔深變化情況如圖15所示。

圖15 孔徑隨孔深變化的曲線Fig.15 Variation of hole dimeter with depth

由圖15可知：無圍壓情況下，錐形射流和旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物沖蝕孔孔徑隨孔深增大均呈先增大后減小的趨勢；旋轉(zhuǎn)射流最大沖蝕孔徑是錐形射流的1.76倍，二者最大沖蝕孔深幾乎相同；由于沖蝕孔底部為球面狀，兩者最大孔徑均出現(xiàn)在最大孔深之前；圍壓5 MPa情況下，錐形射流和旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物沖蝕孔孔徑隨孔深增大均呈減小趨勢，原因可能是圍壓導(dǎo)致了射流的能量衰減，同時(shí)天然氣水合物沉積物的強(qiáng)度隨圍壓增大而增強(qiáng)，但可明顯看出旋轉(zhuǎn)射流的最大沖蝕孔徑和孔深均大于錐形射流。

數(shù)值模擬和室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，射流初始階段，沖蝕體積均隨沖蝕時(shí)間增長迅速增大，形成圓錐狀沖蝕孔；之后隨著沖蝕孔上部由于水射流返流的沖刷作用發(fā)生輕微相變，導(dǎo)致天然氣水合物沉積物膠結(jié)變?nèi)?，直徑逐漸增大。由于旋轉(zhuǎn)射流切向速度的拉伸、剪切作用，其沖蝕孔孔徑要大于錐形射流。沖蝕體積到達(dá)一定階段后增長速度放緩，沖蝕孔底部逐漸形成沖刷區(qū)域，導(dǎo)致沖蝕體積仍持續(xù)增大，形成球狀底面。圍壓會(huì)嚴(yán)重抑制射流的沖蝕效率，在相同的淹沒圍壓條件下，旋轉(zhuǎn)噴嘴的沖蝕效率高于錐形噴嘴。

4 結(jié) 論

1）圍壓5 MPa條件下，數(shù)值模擬出的旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流的沖蝕效率與無圍壓相比分別降低了54.6%和52.6%，試驗(yàn)測得的旋轉(zhuǎn)射流和錐形射流的沖蝕效率與無圍壓相比分別降低了58.8%和54.6%，表明圍壓對射流沖蝕天然氣水合物沉積物的抑制作用明顯。

2）數(shù)值模擬結(jié)果表明：無圍壓下，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的破碎體積約是錐形射流的1.8倍；圍壓5 MPa下，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的破碎體積約是錐形射流的1.7倍，表明2種情況下旋轉(zhuǎn)射流的沖蝕效果均優(yōu)于錐形射流。

3）試驗(yàn)結(jié)果表明：無圍壓下，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的沖蝕孔孔徑約是錐形射流的2倍，但而沖蝕孔孔深與錐形射流的大致相同；圍壓5 MPa下，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕水天然氣合物沉積物沖蝕孔孔徑和孔深均大于錐形射流。證明旋轉(zhuǎn)射流能在保證沖蝕孔孔深的同時(shí)具有更強(qiáng)的擴(kuò)孔能力。

4）數(shù)值模擬與沖蝕試驗(yàn)表明，在高壓水射流鉆徑向水平井+篩管完井一體化方法以及固態(tài)流化法井下沖蝕天然氣水合物過程中，旋轉(zhuǎn)射流沖蝕天然氣水合物沉積物的效率高于錐形射流。