天然气水合物旋转空化射流冲蚀性能研究

2022-04-13张逸群武晓亚李根生胡萧惠程玉谭雅文黄浩宸

中南大学学报(自然科学版) 2022年3期

张逸群，武晓亚，李根生，胡萧，惠程玉，谭雅文，黄浩宸

(1.中国石油大学(北京)安全与海洋工程学院，北京，102249；2.中国石油大学(北京)石油工程学院，北京，102249)

天然气水合物是由天然气和水在高压低温环境下生成的类冰状结晶化合物，能量密度高，储量丰富，主要分布于陆地冻土带及海洋[1-3]，且90%储存于深海区域[4]。据估算，天然气水合物碳储量相当于目前已探明常规化石燃料的2倍以上[5]。2017年5月，我国在南海神狐海域成功进行了天然气水合物试采，自5月10日至5月18日，天然气平均日产量超过1万m3，其中甲烷体积分数最高达99.5%[6]。2020年，我国在南海神狐海域采用水平井技术开展了天然气水合物的第二轮试采，创造了产气总量为86.14万m3、日均产气量为2.87万m3这两项世界纪录[7]。目前，针对天然气水合物的开采方法一般为降压法、注热法、抑制剂注入法及CO2置换法[8-9]。然而，不同于常规的石油、天然气等资源，天然气水合物以胶结或骨架支撑的方式赋存于储层中，对储层的力学性质影响较大，采用常规方法开采时，在过程中水合物大量分解，降低了地层的骨架强度与稳定性，极易导致出砂、井壁失稳垮塌等钻井事故[10]。另外，水合物储层具有埋藏浅、弱胶结、非成岩等特点，采用常规的机械钻井进行破岩时，由于钻具摩擦所引起的局部温度变化可能导致储层中的水合物分解，进而导致井眼失稳。因此，根据现有的开采技术、装备与试采情况，单一或综合地采用这些方法仍不能实现天然气水合物的商业化开采。

针对我国此类非成岩天然气水合物资源，李根生等[11]提出了利用空化射流钻径向水平井+筛管完井一体化方法开采天然气水合物的新思路，即利用小尺寸自进式空化喷嘴在水合物储层的某一层位或多个层位钻出更大孔径的径向水平井眼，增大后期开采过程中的水合物分解阵面和扩展储层径向通道，同时结合降压注热等开采方式，可望解决试采中单井产量过低的问题。高压水射流破岩技术行业应用广泛，具有能量利用率高、采矿速率高、成本低等优势。我国南海水合物储层弱胶结、非成岩的赋存特点完全满足高压水射流的破碎条件。2017年5月，我国成功将固态流化法应用于南海神狐海域天然气水合物的试采工程中，验证了水射流切割、破碎水合物技术的可行性[12-13]。王国荣等[14]设计了射流破碎水合物配套喷嘴工具，依托数值模拟、室内实验和现场试采数据，确定了水合物射流破碎的临界速度，并从经济角度对固态流化开采水合物的破碎参数进行了优选。TANG 等[15]设计优化了一种直旋混合喷嘴，分析了喷嘴数量、水合物岩性及水力参数对破碎效率的影响，并优选了喷射头多喷嘴的最佳组合方式。潘栋彬等[16]采用LS-dyna有限元程序研究了淹没状态环境和高压水射流作用下不同射流速度对含水合物沉积物破碎效果的影响规律。CHEN等[17]采用ALE 方法建立了水射流冲蚀水合物沉积物数值模型，分析了不同射流速度、喷距及喷嘴结构对水合物破碎效率的影响规律。空化射流是在淹没条件下通过喷嘴产生的高速射流，射流剪切层涡旋中的低压激发空化，空泡溃灭末期产生瞬时高温高压。李根生等[18-19]自主研发了新型自激振荡空化喷嘴，对比分析了相同泵压条件下自激振荡空化射流与普通锥形喷嘴射流的冲蚀能力，并应用于油田现场提升钻井速度。廖振方等[20-21]进行了亥姆霍兹式自激振荡喷嘴的相关研究，所研制的振荡脉冲喷嘴提高了破岩速度与钻头进尺。彭可文[22]优化了一种收缩-扩张型空化喷嘴，并基于室内实验验证了空蚀能力。PENG等[23]研究了空化射流冲击固壁表面的破坏特征，解释了靶件表面形成环形空蚀坑的原因。现有成果论证了高压水射流破碎开采天然气水合物的可行性，同时从宏观角度揭示了高压水射流冲蚀水合物的作用规律，但大部分工作都是基于数值模拟或天然气水合物替代物进行，而对天然气水合物原位生成环境下射流冲蚀机理研究很少。

基于此，本文作者设计优化了一种应用于海域天然气水合物储层的旋转空化喷嘴，基于数值模拟方法研究淹没状态下旋转空化喷嘴与收缩-扩张型空化喷嘴的速度分布、压力分布及气相体积分布等流场特征，对比分析相同速度边界条件下2种空化喷嘴的冲蚀能力；基于自主设计研制的天然气水合物生成及空化射流冲蚀可视实验装置，开展天然气水合物沉积物原位生成环境下空化射流冲蚀实验，对比分析相同射流速度条件下2种空化喷嘴的破坏特征与破坏效果，以便为空化射流钻径向水平井+筛管完井一体化方法提供理论依据。此外，将射流冲击和空化空蚀作用结合起来，形成天然气水合物储层空化射流辅助破岩技术，以便为固态流化钻采一体化提供新途径。

1 数值模型建立

1.1 控制方程

流体流动过程遵循连续性方程、动量守恒方程和能量守恒方程。

1)连续性方程为

式中：ρ为密度；t为时间；u为速度矢量。

2)动量守恒方程：

式中：p为流体微元体上的压力；μ为流体黏度；g为重力体积力；F为外部体积力。

在本文空化射流数值模拟研究中，能量交换相对较少，暂不考虑空化传热。

姚立明等[24]验证了RNGk-ε模型最适用于研究数值模拟空化射流流场。同时，RNGk-ε模型考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况，可以更好地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动，因而，在计算过程中，选择RNGk-ε模型。

湍动能k方程：

耗散率ε方程：

其中：

式中：xi和xj(i，j=1，2，3)为张量形式的空间坐标；k为湍动能；u为流体的时均速度；ε为湍动耗散率；Gk为平均速度梯度引起的湍动能k的产生项；μt为湍动黏度；Eij为时均应变率；C1ε，C2ε，Cμ，αk，αε，η0和β为经验系数，分别取值为1.420 0，1.680 0，0.0845，1.3900，1.3900，4.3770和0.0120。

1.2 计算模型

1.2.1 多相流模型

对于多相流的计算，ANSYS FLUENT 19.0 提供了3 种多相流模型即Mixture(混合)模型、VOF(volume of fluid)模型和Eulerian(欧拉)模型。本文所研究的空化射流是各相混合掺杂的复杂系统，而VOF 模型的优势在于可描述不相容流体界面，并不适用于存在较大速度边界的流场系统。Eulerian模型的计算结果虽然更加精确，但降低了计算效率和稳定性。Mixture 模型则针对整个混合流场系统，具有准确性和计算效率高等优点，符合本文中对空化特性的计算要求[25]，因而，在计算过程中，选择Mixture模型。

1.2.2 空化模型

对于空化效应的数值模拟，ANSYS FLUENT 19.0 提供了3 种空化模型即Singhal 模型、Schnerr和Sauer 模型、Zwart Gerber Belamri 模型。对比这3 种空化模型，Schnerr 和Sauer 模型对所有的湍流方程均具有较好的适用性[26]，在压力系数计算方面更有优势，且计算更稳定，易于收敛[27]，相比于其他空化模型更适合模拟孔内空化流动[28]，符合本文对空化特性的计算要求，因而，在计算过程中，选择Schnerr和Sauer模型。

1.3 几何模型及网格划分

收缩-扩张型结构通过在喷嘴喉道内产生低压区，具有很强的空化发生能力。该种类型的喷嘴几何模型如图1(a)所示，基本结构可分为收缩段、喉道段及扩张段。旋转叶轮几何模型如图1(b)所示。将该结构置入收缩-扩张型空化喷嘴入口处，设计旋转空化射流喷嘴结构，如图1(c)所示。其基本工作原理为：流体通过旋转叶轮结构进行加旋，结合喷嘴收缩段的增压作用，在出口扩散段形成中心轴向速度高、周围切向速度大、空蚀能力强的旋转空化射流。2种空化喷嘴结构参数如表1所示。收缩-扩张型结构采用彭可文[22]提出的优化结构。

图1 收缩-扩张型空化喷嘴及旋转空化喷嘴几何模型Fig.1 Geometry models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

图2所示为收缩-扩张型空化喷嘴及旋转空化喷嘴流道模型。由图2可见：2 种喷嘴模型均包含喷嘴域和外流场2部分。针对自由和冲击这2种射流形式开展研究，外流场设置为直径及长度均为10d的大空间圆柱体(d为喉管直径)。自由射流模型中，喷距h为10d，圆柱体底面设置为出口；在冲击射流模型中，喷距h分别为2d，4d，6d，8d和10d，圆柱体底面设置为无滑移壁面边界。

图2 收缩-扩张型空化喷嘴及旋转空化喷嘴流道模型Fig.2 Flow models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

图3所示为收缩-扩张型空化喷嘴及旋转空化喷嘴网格划分模型。由图3可见：这2种喷嘴模型均采用结构化的六面体网格进行划分，同时对收缩段及扩散段剪切层等大速度梯度区域进行网格加密，以增强计算精度和收敛性。表2所示为2种喷嘴计算域的网格设置情况。

图3 收缩-扩张型空化喷嘴及旋转空化喷嘴网格划分模型Fig.3 Meshing models of convergent-divergent cavitating nozzle and swirling cavitating nozzle

表2 计算域网格设置Table 2 Setup of computational grids 个

1.4 边界条件及求解策略

将模型入口设置为速度入口，入口速度为25 m/s。为提高数值模拟的准确性，针对直径为2d、长度为40d的圆管流进行预模拟计算。管流预模拟计算结束后，从圆管出口提取湍流分量和时均速度剖面作为射流的入口边界条件。圆管出口处的时均速度剖面如图4所示。出口边界条件为压力出口，设置为100 kPa，其他壁面设置为无滑移壁面条件。

图4 喷嘴入口时均速度Fig.4 Mean velocity at the nozzle inlet

基于ANSYS FLUENT19.0 计算流体力学求解器，采用SIMPLEC 算法和有限体积法对方程进行离散，连续性方程的压力插值采用PRESTO!格式，其余项选用二阶迎风格式离散。参考压力为100 kPa，液体饱和蒸气压设置为3 540 Pa，重力设置为9.81 m/s2。在进行瞬态计算时，残差精度设置为10-5，计算步长设置为10-5s，在每一时间步内迭代100次，以保证计算结果达到所设收敛精度。

2 模拟结果与分析

2.1 旋转空化射流与收缩-扩张型空化射流速度场对比

2.1.1 冲击流场结构特性

图5所示为收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流在z-x平面上的冲击流场云图。由图5可见：2种空化射流的流场结构基本相同，即流体经过喷嘴加速后高速喷出，冲击壁面后沿壁面径向漫流，最终从流体域侧壁出口流出。然而，流场分布特征有很大不同，流经扩张段到外流场时，收缩-扩张型空化射流流场轮廓先增大后减小，速度峰值一直集中在轴心线。旋转空化射流流场轮廓在一定范围内(0～3d)持续增大，小幅度减小后保持不变，速度峰值先出现在扩散段壁面，而后集中在轴心线。提取2种射流轴心线速度进行对比，如图6所示(横坐标z为距喷嘴入口距离)。在喷嘴段，收缩-扩张型空化射流流速快速增加，与外流场环境剧烈混合后，发展形成等速核，速度稳定在100 m/s，直至冲击壁面逐渐衰减到0 m/s。由于旋转叶轮存在，旋转空化射流轴心线速度在z为2～7 mm段为0 m/s。由于喷嘴此段横截面积更小，射流流速较收缩-扩张型空化射流增长更快，峰值达到110 m/s。在外流场，旋转空化射流流速在3 倍喷距后迅速衰减，流场结构中不存在等速核。这是由于旋转空化射流强烈的卷吸作用，将射流能量传递至更多周围的流体，形成更大的流场轮廓，降低了射流的轴心线速度。

图5 收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流流场结构对比Fig.5 Comparison in flow structure between convergentdivergent cavitating jet and swirling cavitating jet

图6 收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流轴心线速度对比Fig.6 Comparison of centerline velocity between convergent-divergent cavitating jet and swirling cavitating jet

2.1.2 轴向速度分布及发展规律

图7所示为不同喷距下收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流轴向速度的径向分布情况。由图7可见：收缩-扩张型空化射流能量集中，轴心线上速度最大；随喷距增大，射流速度衰减较慢，使射流能够破碎较深的冲蚀坑，但沿径向方向速度衰减迅速，冲击范围较小。旋转空化射流能量分布范围更大，射流整体上在一定范围内能够保持较大的冲击力。对比图7(a)和(b)可知：旋转空化射流的径向分布范围为收缩-扩张型空化射流的径向分布范围2倍左右。由于强烈的卷吸作用，旋转空化射流增大了射流本身的能量耗散速度；随着喷距增大，其轴心线速度衰减较快，但在0～8d喷距范围内的轴心线速度大于王国荣等[13]提出的天然气水合物临界破碎速度(24 m/s)，仍能形成一定深度的冲蚀坑。

图7 不同喷距下射流轴向速度的径向分布Fig.7 Radial distribution of jet axial velocity at different standoff distances

2.1.3 径向速度分布及发展规律

图8所示为收缩-扩张型空化射流与旋转空化射流在z-x平面的径向速度分布云图，喷距为10d。由图8可见：2 种射流径向速度场均沿射流轴心线对称分布；旋转空化射流整体上保持着较大的径向速度，更有利于水合物沉积物的冲蚀破坏；射流冲击壁面之后产生明显的漫流层。对比图8(a)和图8(b)可知：旋转空化射流的漫流层分布范围更大，能够保证更大的冲蚀面积；水合物沉积物在冲蚀过程中，骨架砂被破坏，砂粒极易填埋于冲蚀坑，旋转空化射流由于漫流层分布范围更大，径向的湍动效应更有利于砂粒运移，起到清洁冲蚀坑的效果，从而提升射流对水合物沉积物的冲蚀效率。距离射流轴心线2 mm处的径向速度如图9所示。由图9可见：收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流的最大漫流速度分别达到42.4 m/s 和35.3 m/s，由于前者的速度场中轴向速度更大，在冲击壁面滞止点衰减为0 m/s后产生了更大的径向速度梯度。旋转空化射流的漫流层分布范围为收缩-扩张型空化射流层分布范围的2 倍左右，体现出更强的径向冲蚀效果。

图8 喷距h为10d时射流径向速度分布云图Fig.8 Cloud maps of radial velocity distribution when h=10d

图9 距射流轴心线2 mm处径向速度分布Fig.9 Radial velocity distribution at r=2 mm away from the center line

2.1.4 切向速度分布及发展规律

图10所示为收缩-扩张型空化射流与旋转空化射流在z-x平面的切向速度分布云图，喷距为10d。由图10可见：收缩-扩张型空化射流流场中几乎不存在切向速度，而旋转空化射流流场中切向速度较大，分布范围更广。在图10(b)中，流体经过旋转叶轮结构后旋转速度增大，产生切向速度，经收缩段提速后达到峰值45 m/s。射流与外流场环境流体急剧掺混，射流能量快速耗散，切向速度峰值逐渐衰减，但射流作用范围逐渐增大。图11所示为不同喷距下旋转空化射流切向速度分布。由图11可见：射流的切向速度呈现明显的轴对称分布，在射流中心附近存在明显的低速区，在沿喷嘴的轴线上切向速度几乎为0 m/s；在喷距一定时，随着径向距离增大，切向速度呈现先增大后减小的趋势，整体分布呈现“M”型，在某一径向位置处出现最大切向速度；随着喷距增加，最大切向速度先向外发展，最后稳定在轴心线附近。这种分布特点意味着在水合物沉积物破碎初期，切向速度不断冲刷冲蚀坑壁面，达到“扩孔”的效果。随着孔深不断增加，轴向速度冲蚀能力逐渐衰减，而切向速度以拉伸、剪切作用破坏水合物沉积物的骨架砂结构，从而能形成比较深的孔眼和面积较大的破碎面。

图10 喷距h为10d时射流切向速度分布云图Fig.10 Cloud maps of tangential velocity distribution when h=10d

图11 不同喷距下旋转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 旋转空化射流与收缩-扩张型空化射流压力场对比

图12所示为收缩-扩张型空化射流与旋转空化射流在z-x平面的轴向压力分布云图，其射流均为外流场长度为10d的自由射流。由图12可见：这2种射流流场中压力分布基本沿轴心线呈对称状，在喷嘴入口处静压最大，进入收缩段后流速增大，局部压力降低产生“负压”，进入外流场后压力逐渐恢复为围压。空化是流场局部压力低于当前温度下液体饱和蒸汽压而使液体气化产生空泡的过程[29]，而空泡的溃灭会产生瞬时的高温、高压及微射流，进而提升水射流的冲蚀能力。“负压”的分布范围和极值是影响空化发生能力的决定性因素。2种射流轴心线的压力对比见图13。由图13可见：旋转空化射流产生的“负压”极值为7.1 MPa，而收缩-扩张型空化射流产生的“负压”极值为3.1 MPa，这意味着前者流场中的液体被拉伸的程度更大，更有利于形成大尺寸的空泡，而旋转空化射流的“负压”范围是收缩-扩张型空化射流的2倍左右，即有利于产生更大范围的空泡群。

图12 射流轴向压力分布云图Fig.12 Cloud maps of axial pressure distribution

图13 收缩-扩张型空化射流和旋转空化射流轴心线压力对比Fig.13 Comparison in centerline velocity between convergent-divergent cavitating jet and swirling cavitating jet

2.3 旋转空化射流与收缩-扩张型空化射流气相分布对比

图14所示为不同时间t时收缩-扩张型空化射流与旋转空化射流在z-x平面的气相分布云图，其射流均为外流场长度为10d的自由射流。由图14可见：这2种射流流场中气相分布均沿轴心线呈对称分布，空化泡的发展规律具有明显的周期性特征，包括初生、发展、运移及溃灭(脱落)4个阶段。在收缩-扩张型空化射流中，当t=10 μs时，在扩散段壁面处可看到明显的空化初生现象；当t=300 μs时，在外流场中空泡云发生脱落现象，最终在t=400 μs保持稳定。旋转空化射流的空化泡发展规律与收缩-扩张型空化射流的空化泡发展规律相同，即2种射流具有相同的周期。不同之处在于旋转空化射流流场中空化泡的初生范围和分布范围均更大，而空泡的溃灭会产生空蚀破坏，因此，旋转空化射流的空蚀能力更强。收缩-扩张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层，如图12(a)中的扩散段壁面；在收缩-扩张型结构基础上对旋转空化射流进行优化，加入旋转叶轮，使得流场本身存在较大的速度梯度，产生一系列旋涡，而这些旋涡中心包含着大量空化泡，因而在图12(b)中，在扩散段壁面和射流轴心线附近均能观察到空化现象。旋转空化射流中空泡随旋涡的运动而运动，大量空化泡形成泡团产生联动效应，遇到靶件时能产生更严重的空蚀破坏，其空蚀能力远远大于收缩-扩张型空化射流的空蚀能力。

图14 不同时间流场气相分布云图Fig.14 Cloud maps of flow field vapor distribution at different t

3 天然气水合物空化射流冲蚀实验

为验证旋转空化射流的冲蚀效果，对旋转空化喷嘴的冲蚀性能进行测试。基于自主设计研制的天然气水合物生成及空化射流冲蚀可视实验装置[30]，开展收缩-扩张型空化射流及旋转空化射流冲蚀天然气水合物沉积物室内实验。

3.1 实验设备

图15所示为天然气水合物生成及空化射流冲蚀可视实验装置流程图及实物图。由图15可见：该装置主要由温度控制系统(恒温箱)、可视围压射流釜、射流系统、注气注液系统、回压系统、数据采集与计量系统及真空泵组成，通过各系统协调工作，完成相关实验。

图15 天然气水合物生成及空化射流冲蚀可视实验装置Fig.15 Visual experimental apparatus for gas hydrate formation and cavitating jet erosion

3.2 实验

针对我国南海神狐海域天然气水合物地层特点，选用石英砂作为天然气水合物沉积物骨架进行实验。根据中国南海试采地层取样数据进行配砂，粒径分布如图16所示。在该样品砂粒配比中，砂粒粒径从0.005～0.380 mm 不均匀分布。在本实验中，需要通过可视窗观察射流过程中沙粒运动状态，而当沙粒粒径较低时，沙粒中的硅酸盐粉尘会不可避免地溶于水中使水浑浊不可透光，影响实验观察结果；而当沙粒粒径较大时，由于惯性较大，可能会刮花可视窗。为此，选取累计质量分数为25%～75%的沙粒进行实验，沙粒粒径为[0.062 5，0.096 0)，[0.096 0，0.125 0)和[0.125 0，0.250 0]mm的质量比为1∶1∶1，此时，干砂孔隙度为40%，中值粒径仍为0.112 2 mm。实验中，采用去离子水作为实验用水。

图16 实验砂粒径分布图Fig.16 Particle size distribution of experimental sand

采用透明亚克力定制模具制作骨架砂，模具为圆柱状，内径为90 mm，外径为100 mm，高度为151 mm，容积约为960 cm3。采用GHIASSIAN等[31]提出的方法计算试样中水合物的饱和度，其中水合物的体积基于标准状态下1 m3甲烷水合物分解产生164 m3甲烷气和0.87 m3水的假设进行计算。水合物饱和度的计算公式如下：

式中：Sh为水合物饱和度；Vh为水合物体积；Vv为试样的孔隙体积。

3.3 实验流程及参数选择

为评价旋转空化射流的冲蚀效果，通过水合物二次合成的方式，提出一种天然气水合物沉积物试样冲蚀孔深及孔径定量表征方法。实验步骤如下。

1)本次实验试样水合物饱和度为50%，计算所需不同粒径砂的用量与去离子水的用量。将干砂搅拌均匀后加入去离子水，搅拌，使水与砂充分混合。

2)将搅拌好的湿砂分10 次填入亚克力模具中并逐层压实。填砂完毕，将可视化射流釜密封，向釜内注入2 MPa 甲烷检查气密性，2 h 内压力不降低则说明气密性良好，排出甲烷。

3)用真空泵抽气5 min，将釜内残余气体抽出，随后关闭真空泵及真空阀。向釜内注入甲烷至压力为10 MPa，随后关闭注气阀，常温下静置24 h，以便水与甲烷充分接触。静置完毕，将恒温箱温度调至0.5 ℃，甲烷水合物开始生成，生成过程约为24 h。

4)待釜内温度与压力参数基本不变后，可认定水合物生成过程已完成。向釜内通过注液泵注入冷却水形成淹没环境，并打开回压阀，将其设置为5 MPa，保证注水驱气时压力稳定，直至注水驱气完毕。

5)关闭回压阀，打开电磁背压阀，将出口压力设置为5 MPa。调整喷距为2 mm，开启射流泵，以100 m/s 的速度冲蚀15 s，随后关闭射流泵。待釜内砂水混合物基本稳定后，打开注气阀并保持釜内气压为5 MPa，同时打开釜底下出水口，注入100 mL 十二烷基硫酸钠溶液以加快水合物二次生成，通过气驱水将釜内残余水排出。

6)驱水完毕后，继续等待12 h，使釜内残余水快速生成水合物，保留冲蚀坑的形貌特征。排气降压，打开釜盖，取出试样，记录冲蚀坑孔深孔径。

3.4 实验结果及分析

3.4.1 天然气水合物沉积物制备

图17所示为天然气水合物沉积物的合成过程。由图17可见：在时间t=3.9 h 时，釜内压力开始快速下降，此时，天然气水合物快速合成。由于天然气水合物合成反应是放热反应，釜内温度短暂下降之后出现回升，直到t=6.6 h 后继续下降，即3.9～6.6 h是天然气水合物大量生成阶段。天然气水合物在10 h 时基本生成完毕，温度与压力基本不发生变化。在水合物生成过程中，釜内压力下降1.5 MPa 左右。根据实验结果，注入气体512 L，注水排出气体475 L。在水合物生成阶段，消耗甲烷体积37 L。模具中实际用水量为167 g，根据1 m3甲烷水合物分解产生164 m3甲烷气和0.87 m3水的假设，完全生成水合物需要31.5 L甲烷，说明此时模具中的水已经全部转化成水合物。考虑到管线与水合物沉积物孔隙中的残余气与温度变化的影响，甲烷消耗理论值与实验值的误差在允许范围之内。

待釜内降压排气后将水合物沉积物取出放于空气中燃烧，如图17(b)所示。观察到样品在空气中燃烧产生黄色火焰，伴随水合物的分解有白色不透明液体流出，且逐渐有气泡膨胀，释放其中的甲烷继续燃烧，根据火焰燃烧情况，发现水合物饱和度较高。

图17 天然气水合物沉积物合成过程及燃烧测试Fig.17 Generation process and combustion test of gas hydrate-bearing sediments

3.4.2 冲蚀结果及分析

按实验步骤重新制备试样，进行空化射流冲蚀水合物沉积物实验。射流速度控制在100 m/s，冲蚀时间为15 s。冲蚀实验统一使用模具进行，以减少实验时间以及保证试样的一致性。

图18所示为水合物沉积物收缩-扩张型空化射流冲蚀结果。由图18可见：冲蚀坑深度为39 mm，初始孔径为21 mm。将水合物沉积物试样沿中轴线一分为二，观察冲蚀坑形貌特征。冲蚀坑形状呈圆柱形，孔径随孔深变化较小。冲蚀坑表面较光滑，底部经漫流层径向冲刷呈锥形。冲蚀坑壁面有大块沉积物脱落，是由于水合物沉积物试样内部非均质性较强，局部低强度区域受径向速度的冲击从冲蚀坑壁面剥离，形成较大孔径。

图18 收缩-扩张型空化射流冲蚀结果Fig.18 Erosion results of convergent-divergent cavitating jet

图19所示为水合物沉积物旋转空化射流冲蚀结果。由图19可见冲蚀坑深度为98 mm，初始孔径为22 mm。观察水合物沉积物试样剖面图发现冲蚀坑上窄下宽，呈圆台形，孔径随孔深持续增大。冲蚀坑表面粗糙，底部经切向速度与径向速度的联合冲刷呈球面状。冲蚀坑壁面在具有切向速度的旋转空化射流冲刷作用下，不断有小块沉积物脱落，形成较大腔体，体现旋转空化射流的“扩孔”作用。

图19 旋转空化射流冲蚀结果Fig.19 Erosion results of swirling cavitating jet

图20所示为孔径随孔深的变化关系。从图20可见：随着孔深增大；收缩-扩张型空化射流冲蚀孔径先增大后减小，局部低强度区域受径向射流冲击出现较大孔径；旋转空化射流冲蚀孔径随孔深增大变化较大，增长速度先增大后减小，最大冲蚀孔深和最大冲蚀孔径分别是收缩-扩张型空化射流的2.5 倍和2.0 倍。由于冲蚀坑底部存在锥形或球面状冲蚀结构，2种射流的最大冲蚀孔径均出现在最大冲蚀孔深之前。结合数值模拟计算结果与实验结果，针对非成岩的水合物沉积物，旋转空化射流的冲蚀扩孔效果远远优于收缩-扩张型空化射流的冲蚀扩孔效果。2种射流轴心线的速度分布及发展规律相类似，都能形成一定深度的冲蚀坑，不同之处在于旋转空化射流具有三维速度，扩散性及扩孔能力更强，可以形成更大的破碎面积。轴向速度衰减较快，但由于存在径向速度剪切效应及空泡群联动效应，在形成更大冲蚀孔径的同时，空蚀作用降低了水合物沉积物的破坏门限压力，能形成较大孔径和孔深的冲蚀坑。