張計春，鐘林,2，王國榮,2，王雷振，李清平，付強，何玉發(fā)，陳雨

(1.西南石油大學(xué)機電工程學(xué)院，四川成都，610500；2.南方海洋科學(xué)與工程廣東省實驗室(湛江)，廣東湛江，524000；3.中海油研究總院有限責(zé)任公司(天然氣水合物國家重點實驗室)，北京，100070)

天然氣水合物是一種儲量巨大的高密度清潔能源，其碳含量約為煤炭、石油等常規(guī)化石能源總含碳量的2倍[1?3]，主要分布于陸地凍土地區(qū)及海洋，而約90%儲存在深海區(qū)域[4]，其中，具有埋藏淺、疏松、弱膠結(jié)或未膠結(jié)、不穩(wěn)定、無致密蓋層、無發(fā)育完備的生儲蓋組合等特征的非成巖水合物占比超過85%[5]。若采用熱激發(fā)、注入化學(xué)試劑、降壓等傳統(tǒng)開采方法[6?8]，長時間開采極易引發(fā)儲層坍塌、海底滑坡等嚴(yán)重的地質(zhì)災(zāi)害，大量分解氣體逸散到海水和大氣中還會引發(fā)海嘯和溫室效應(yīng)等環(huán)境災(zāi)害[9?14]。為此，研究者們針對非成巖水合物開采提出了固態(tài)流化開采新工藝[15]。該工藝采用高壓水射流將水合物礦體破碎流化成水合物漿體，并將漿體泵送至海面進行后續(xù)處理，具有污染小、次生災(zāi)害小、不破壞下部孔隙性儲層水合物等核心優(yōu)勢。2017年5月，中國南海神狐海域首次海底非成巖水合物固態(tài)流化試采作業(yè)的成功證明了該方法技術(shù)原理的可行性[16]，但目前仍然存在開采效率低、缺乏關(guān)鍵設(shè)備等問題。

射流破巖是水合物固態(tài)流化開采方法中的關(guān)鍵技術(shù)。潘棟彬等[17]采用LS-dyna有限元分析程序研究了不同射流流速對水合物破碎效果的影響規(guī)律；CHEN等[18]采用任意拉格朗日?歐拉法(ALE)研究了不同射流速度、射流靶距以及噴嘴直徑下的水合物破碎效率；王國榮等[16,19]開展水合物射流破碎工藝技術(shù)及配套工具的研發(fā)，初步優(yōu)化了固態(tài)流化開采非成巖水合物的破碎參數(shù)，但破碎的效率仍然不高；楊林[20]為分析水射流割縫對底層改造的影響，采用數(shù)值模擬和室內(nèi)實驗結(jié)合的方法開展了水合物沉積物水射流破碎機理研究。然而，目前仍缺乏針對不同工藝參數(shù)對非成巖天然氣水合物射流破碎效果(破碎深度與體積)影響規(guī)律的研究。

為推進非成巖水合物固態(tài)流化射流開采商業(yè)化進程，并為后續(xù)組合噴嘴的設(shè)計奠定基礎(chǔ)，需針對其單噴嘴射流破碎的規(guī)律進行研究，本文作者基于非成巖水合物替代樣，開展非成巖天然氣水合物射流破碎規(guī)律實驗，研究破碎坑形貌特征，確定水合物在射流作用下的極限破碎時間。在此基礎(chǔ)上，分析射流靶距、噴嘴直徑及射流壓力對射流破碎深度和破碎體積的影響規(guī)律，為天然氣水合物射流采掘工具設(shè)計及采掘工藝參數(shù)的制定提供實驗依據(jù)。

1 水合物替代樣射流破碎實驗

1.1 非成巖水合物替代樣

天然生成的水合物和人工合成的水合物(如四氟呋喃水合物、甲烷水合物、二氧化碳水合物等)在常溫常壓下難以保存，直接用于室內(nèi)實驗研究，具有成本高、難度大、風(fēng)險高等缺點?；谙嗨圃?，分別以砂作為骨架、石灰和石膏作為膠結(jié)劑制備試樣的方法是一種可行的水合物沉積物替代試樣制備方法[21?22]。根據(jù)單軸壓縮實驗、巴西劈裂實驗及三軸剪切實驗，替代樣與非成巖水合物的物性參數(shù)[21?22]如表1所示?？梢姡娲鷺恿W(xué)性質(zhì)與水合物的相近。因此，本文基于文獻[21?22]制備了替代樣，其中，沙、石灰和石膏的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為60%，24%和16%。

表1 替代樣與非成巖水合物物性參數(shù)對比[21?22]Table 1 Comparison of physical properties of substitute and non-diagenetic gas hydrate[21?22]

1.2 單噴嘴射流破碎實驗系統(tǒng)

基于上述所制的替代樣，設(shè)計了常態(tài)下縮擴型單噴嘴射流破碎實驗系統(tǒng)。為了研究射流時間t、射流噴距L、射流壓力p和縮擴型噴嘴水平段直徑d對非成巖水合物射流破碎規(guī)律的影響，搭建射流破碎實驗臺架，其示意圖如圖1所示。實驗臺架主要包括供水源、高壓柱塞泵(額定壓力35 MPa，流量37 L/min)、射流箱、縮擴型單噴嘴、壓力表和流量計等。為避免調(diào)壓過程對射流破碎的影響，射流箱靠近噴嘴安裝端設(shè)置了活動擋板，在調(diào)壓時關(guān)閉擋板，當(dāng)達到實驗要求壓力時，打開擋板進行射流實驗。

實驗所用縮擴型噴嘴主要參數(shù)如表2所示。

圖1 單噴嘴射流破碎實驗系統(tǒng)Fig.1 Experimental system of single nozzle jet crushing

表2 實驗單噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Experimental structure parameters of single nozzle

1.3 實驗方案及結(jié)果測量

實驗保證單一變量，具體實驗方案如表3所示。破碎深度用千分尺測量，破碎體積用橡皮泥填充法測量。為保證實驗的準(zhǔn)確性，每組實驗開展3次，取平均值。

表3 射流破碎實驗方案Table 3 Scheme of jet crushing experiment

2 破碎規(guī)律分析

2.1 破碎形貌分析

圖2所示為噴嘴直徑2～4 mm(L=50 mm，t=30 s，p=10 MPa)時的破碎效果。從圖2可以看出，破碎腔體開口端小，中間段逐漸擴大，破碎頂端為塔尖型，這主要與射流流體擴展規(guī)律有關(guān)：在開口端，射流束尚未明顯沿徑向擴展，破碎范圍較小，因此，開口端?。辉谇惑w中間段，隨著射流逐漸沿徑向擴展，更大徑向方向上的腔體壁面受到射流流體的剪切力作用而脫落，因此，破碎腔體在中間段的直徑逐漸變大；在破碎頂端，雖然射流在徑向方向充分發(fā)展，但發(fā)展后的射流流速衰減嚴(yán)重，即距離射流軸心越遠，射流速度越低，無法有效剪切破碎試樣側(cè)壁，因此，側(cè)壁逐漸向軸心收縮，最終形成“塔尖狀”。

同時，對比不同噴嘴直徑條件下的腔體形狀可以發(fā)現(xiàn)：隨著噴嘴直徑增加，破碎腔體沿軸向變長，同時，沿徑向方向的寬度也明顯增加。

2.2 破碎深度及體積隨射流時間的變化規(guī)律

圖3所示為不同射流距離和射流時間對水合物樣品破碎深度的影響(d=2～4 mm，p=10 MPa)。從圖3可以看出：當(dāng)射流距離固定時，射流坑的深度隨射流時間的變化而明顯變化，破碎深度隨射流時間的增加先增加，而后趨于平穩(wěn)。其原因是隨著射流作用時間增加，破碎深度越來越大，而破碎面上的射流流速逐漸減小。當(dāng)射流流速不足以破碎試樣時，破碎深度達到極限破碎深度。對比不同靶距對應(yīng)的曲線還可以發(fā)現(xiàn)，破碎深度由“增加段”向“平穩(wěn)段”過渡的拐點均處于20～25 s內(nèi)，且隨著靶距變大，出現(xiàn)拐點所需要的射流時間稍有增加。其原因是，靶距越大，破碎面上的射流流速衰減越嚴(yán)重，破碎能力越低，導(dǎo)致射流穿透試樣的速率減小，因此，達到極限破碎距離所耗費的時間增加。為保證實驗均能達到極限破碎深度，后續(xù)各組實驗的時間均為30 s。

圖3 不同射流靶距下破碎深度隨射流時間變化關(guān)系Fig.3 Relationship between crushing depth and jet time under different jet ranges

圖4所示為不同射流距離和射流時間對水合物樣品破碎體積的影響(d=2 mm，p=10 MPa)。從圖4可以得到：在相同射流距離的作用下，射流坑的體積隨射流時間的變化而逐漸變化；在射流時間為0～25 s內(nèi)，破碎體積隨射流時間呈線性增加；當(dāng)射流時間為25～30 s 時，隨著射流時間增加，破碎體積的增加速率逐漸減小。主要原因是當(dāng)射流破碎到一定深度時，彈坑的破碎方式向軸向延伸，彈坑體積進一步增大。射流時間為30 s后，破碎體積不會增加。

圖4 不同射流靶距下破碎體積隨射流時間變化關(guān)系Fig.4 Relationship of crushing volume with jet time under different jet ranges

2.3 射流靶距影響分析

圖5所示為破碎深度及破碎體積隨射流靶距變化關(guān)系(t=30 s，p=20 MPa，d=2 mm)。由圖5可知：水合物的破碎深度和破碎體積與射流靶距呈反比例關(guān)系，即隨射流靶距的增加，破碎深度及破碎體積均呈線性遞減。其原因是，隨著射流靶距的增大，射流束在淹沒狀態(tài)下克服水介質(zhì)阻力所需要做的功越大，故損耗越來越大，用于破碎做功的能量越來越少，故破碎深度和破碎體積明顯減少。通過曲線擬合可得破碎深度隨射流靶距的變化關(guān)系式為h=?0.469L+166.5，破碎體積隨射流靶距的變化關(guān)系式為V=?0.267L+63.286。

2.4 射流壓力影響分析

圖5 破碎深度和破碎體積與射流靶距的關(guān)系Fig.5 Relationship of crushing depth and volume with jet range

圖6所示為替代樣破碎深度、破碎體積隨壓力的變化規(guī)律(t=30 s，L=50 mm，d=2 mm)。由圖6可知，破碎深度和破碎體積與射流壓力均呈二次關(guān)系。通過曲線擬合可得破碎深度隨壓力變化關(guān)系式為h=1.29p2?5.3P+61.4，破碎體積隨壓力變化關(guān)系式為V=2.706p2?32.261p+113.622。射流壓力可以明顯提高射流破碎深度和破碎體積，這是因為射流壓力直接決定射流破碎能量，壓力越大，所產(chǎn)生的破碎能量就越大，破碎效果越好，因此，水合物的射流破碎開采適合采用高壓。在最大壓力和最小壓力下，計算可得射流最大功率和最小功率分別為258.108 W和49.612 W，則射流破碎的功率增值ΔW為208.496 W，體積增量ΔV為229.092 cm3，故在射流壓力影響下，單位體積的水合物的破碎功率約為0.91 W/cm3。

圖6 破碎深度和破碎體積隨射流壓力變化關(guān)系Fig.6 Relationship of crushing depth and volume with jet pressure

2.5 水平段直徑影響分析

圖7所示為不同噴嘴直徑(t=30 s，L=50 mm，p=10 MPa)下破碎深度和破碎體積的變化曲線。從圖7可以得到：當(dāng)射流壓力為10 MPa 時，破碎深度隨噴嘴直徑的增大而呈線性增大，擬合曲線得破碎深度隨噴嘴直徑的變化關(guān)系式為h=50.2d+36.4。在實驗條件下，當(dāng)噴嘴直徑為4 mm 時，得到最大破碎深度約為238 mm。在射流壓力為10 MPa 的實驗條件下，破碎體積與噴嘴直徑呈近似二次方關(guān)系，擬合曲線得破碎體積隨噴嘴直徑的變化關(guān)系式為V=23.943d2?66.377d+90.294。這是因為出口流速不變時，噴嘴直徑越大，射流流速沿軸向衰減越慢，破碎的距離越遠；此外，在壓力、噴距等其他工況一定的情況下，增大噴嘴直徑相當(dāng)于增加了射流流量，單位時間內(nèi)作用于試樣上的能量也相應(yīng)增加，同時，隨著噴嘴直徑增加，破碎寬度也增加，因此，破碎量增大即破碎體積增加。最小噴嘴直徑和最大噴嘴直徑的射流功率分別為140.358 W 和561.432 W，則射流破碎的功率增值ΔW為421.074 W，又由于體積增量ΔV為147.7 cm3，故可以得到在噴嘴水平段直徑影響下，破碎單位體積的水合物需要的功率約為2.85 W/cm3?？梢?，與增加噴嘴水平段直徑相比，增加射流壓力對提高水合物射流開采效率更有效。

圖7 破碎深度和體積隨水平段直徑的變化關(guān)系Fig.7 Relationship of crushing depth and volume with diameter of horizontal section

3 結(jié)論

1)在實驗工況下，隨射流時間的變化,水合物替代樣破碎深度呈先增加后趨于不變的趨勢，達到極限破碎深度的時間約為30 s；破碎體積隨射流時間的增加而增加，其增長幅度隨射流時間的增加而減小。

2)在射流時間、壓力和噴嘴直徑一定的條件下，破碎深度和破碎體積與射流靶距呈反比例關(guān)系，并隨射流靶距的增加而線性遞減。

3)射流時間、射流靶距和噴嘴直徑一定的條件下，破碎深度和破碎體積與射流壓力呈二次方關(guān)系，其關(guān)系曲線近似于二次拋物線。在壓力影響下，單位體積水合物的破碎所需耗能約為0.91 W/cm3。

4)在射流時間、射流靶距和射流壓力一定的條件下，破碎深度隨噴嘴直徑的增加而呈線性增加，破碎體積與噴嘴直徑呈二次方關(guān)系。在噴嘴直徑影響下，單位體積水合物破碎所需耗能約為2.85 W/cm3，因此，增加射流壓力更有利于提高水合物射流開采效率。