天然氣水合物直旋混合射流破碎規律研究

摘要：

為了提升水合物開采效率，采用Fluent-EDEM耦合計算的數值模擬方法探究噴嘴葉輪槽傾角、葉輪中心孔直徑以及混合腔收縮角等結構參數，對直旋混合射流破碎天然氣水合物效果的影響。研究結果表明：葉輪槽傾角在40°～60°范圍內，直旋混合射流的破碎性能受葉輪槽傾角的影響程度較小，葉輪槽傾角為50°時，直旋混合射流的破碎效果最好；葉輪中心孔直徑影響混合射流中直射流的比例，中心孔直徑的增大會導致混合射流的軸向速度增大，切向速度減小，中心孔直徑為1 mm時，直旋混合射流的破碎效果最好；混合腔收縮角較大時，混合射流流經收縮段的過程中，過流截面積迅速減小，不利于射流充分混合，較大的收縮角也會增大射流的能量損耗，在80°～120°范圍內，收縮角為80°時，直旋混合射流的破碎效果最好。研究結果可為直旋混合射流在天然氣水合物開采領域的應用提供一定的理論依據。

關鍵詞：

天然氣水合物；直旋混合射流；噴嘴；破碎；Fluent-EDEM耦合

中圖分類號：TE355

文獻標識碼：A

202406056

Crushing of Natural Gas Hydrate by Straight-Swirling Mixed Jet

Xu Hao1 Zhang Si1 Wu Moran2 Fu Yue3 Fu Biwei1，4，5

（1.School of Mechanical Engineering，Yangtze University；2.No.1 Drilling Engineering Company，CNPC Bohai Drilling Engineering Company Limited；3.Jianghan Machinery Research Institute Limited Company of CNPC；4.Technology Innovation Center for Directional Drilling Engineering，Ministry of Natural Resources；5.Technology Innovation Base for Directional Drilling Engineering，Geological Society of China）

To improve the natural gas hydrate recovery efficiency，the Fluent-EDEM coupling numerical simulation method was used to investigate the influence of structural parameters such as the impeller groove angle of nozzle，the center hole diameter of impeller and the convergence angle of mixing chamber on the crushing effect of natural gas hydrate by straight-swirling mixed jet.The study results show that when the impeller groove angle is 40°-60°，the impeller groove angle has small influence on the crushing performance of straight-swirling mixed jet，and when the impeller groove angle is 50°，the crushing performance of straight-swirling mixed jet is the best.The center hole diameter of impeller affects the proportion of straight jet in the mixed jet.An increase in the center hole diameter leads to an increase in the axial velocity of the mixed jet and a decrease in the tangential velocity.When the center hole diameter is 1 mm，the crushing performance of straight-swirling mixed jet is the best.At large convergence angle of mixing chamber，when the mixed jet flows through the constricted section，the open area rapidly decreases，which is not conducive to sufficient mixing of jet，and large convergence angle can also increase the energy loss of jet.In the range of 80°-120°，when the convergence angle is 80°，the crushing performance of straight-swirling mixed jet is the best.The study results provide certain theoretical basis for the application of straight-swirling mixed jet in the field of gas hydrate exploitation.

natural gas hydrate；straight-swirling mixed jet；nozzle；crushing；Fluent-EDEM

0 引 言

天然氣水合物是一種清潔高效的新能源，具有能量密度大、燃燒產物污染小等優點［1］。天然氣水合物廣泛分布在海底以及內部凍土區，儲量極其豐富［2］。目前天然氣水合物的開采方法仍處于探索、發展階段，已有的開采方法還無法實現水合物資源的大規模商業化開采。李根生等［3］詳細論證了水力徑向鉆井技術在水合物開采及儲層改造方面的可行性。

目前常用的水力鉆井射流類型主要有3種：直射流、旋轉射流和組合射流［4］。P.BUSET等［5］設計了一種新型直旋混合射流鉆頭，這種射流鉆頭結合了直射流與旋轉射流的優點，能夠形成直徑和深度都較大的孔眼。高紅軍等［6］通過數值模擬的方法對比分析了直射流、旋轉射流以及組合射流的流場特性，結果表明，直旋混合射流兼具直射流與旋轉射流的破巖優勢，破巖效果更好。吳德松等［7］通過數值模擬方法研究了中心孔孔徑、葉輪旋槽出口角度和面積、混合腔和收斂角等噴嘴結構參數對射流流動特性的影響。張小寧等［8］采用數值模擬的方法研究直旋混合射流井底沖擊流場，結果表明，直旋混合射流不存在等速核，且軸心線沖擊力小，但作用面積大；與旋轉射流相比，軸心線附近流速較大，可實現高效破巖。杜鵬等［9］利用數值模擬方法分析不同參數的直旋混合射流鉆頭流場三維速度沿徑向和軸向的分布規律，對比得到了葉輪的最優參數。蘭起超等［10］設計了2種不同結構的自進式巖屑磨料直旋混合射流鉆頭，并通過數值模擬的方法分析鉆頭的流場分布規律，對比發現A結構鉆頭的破巖效率更高。

以上研究多對直旋混合射流的流場特性進行分析，探究噴嘴結構參數對射流破巖性能的影響，然并未進行相關的破碎試驗或者數值模擬。為此，筆者結合Fluent-EDEM耦合的數值模擬方法，模擬直旋混合射流破碎天然氣水合物的過程，探究噴嘴結構參數對直旋混合射流破碎天然氣水合物性能的影響，以期為直旋混合射流在天然氣水合物開采領域的應用提供理論依據。

1 數值模型建立及驗證

1.1 數學模型

直旋混合射流流動包括直射流流動和旋轉射流流動，流場流動特性較為復雜。RNG k-ε 湍流模型相較于標準k-ε湍流模型，對旋轉流動的模擬具有較高的精度［11］。因此采用RNG k-ε湍流模型進行直旋混合射流流動模擬。

RNG k-ε模型中的湍流動能 k 及其耗散率ε的時間平均傳輸方程為：

ρkt+ρuikxi=xjαkμekxj+

Gk+Gb-ρε-YM+Sk（1）

ρεt+ρuiεxi=xjαεμeεxj+

C1εεkGk+C3εGb-C2ερε2k-Rε+Sε（2）

式中：ρ為液體密度，kg/m3；k為湍流動能，m2/s2；ui為i方向上的速度，m/s；μe為有效黏度，Pa·s；αk、αε為普朗克常數；Gk為平均速度梯度產生的湍流動能，Pa/s；Gb為浮力影響產生的湍流動能，Pa/s；ε為湍流動能耗散率，m2/s3；YM為總耗散率，Pa/s；Sk、Sε為用戶自定的源項，Pa/s、Pa/s2；C1ε、C2ε、C2ε為經驗常數；Rε為修正項，Pa/s2。

1.2 幾何模型及網格劃分

直旋混合射流鉆頭結構示意圖如圖1所示。流體進入鉆頭內部后，一部分流經葉輪，從前噴嘴射出，形成直旋混合射流對目標進行破碎；另一部分從后噴嘴射出，產生推進力，推動鉆頭前行。葉輪中心孔直徑D1=1.2 mm，葉輪槽寬度L1=0.8 mm，葉輪槽傾角α=45°，混合腔直徑D2=9 mm，混合腔長度L2=6 mm，混合腔收縮角β=120°，噴嘴出口直徑D=1.8 mm。

由于本文只對直旋混合射流對天然氣水合物的破碎性能進行研究，對鉆頭的推進能力不做分析，所以對流場模型進行適當簡化。簡化后的流場模型及網格劃分情況如圖2所示。

1.3 網格無關性驗證

為保證數值仿真結果的穩定性，分析了7 種網格劃分方案對計算結果的影響，結果如圖3所示。由圖3可知，當網格數量達到40萬以后，射流到達水合物表面時的速度基本不再有較大的起伏。從計算的經濟性與準確性進行考慮，選擇網格數量為447 340的劃分方法進行后續計算。

1.4 天然氣水合物模型建立

分析中假設天然氣水合物具有均勻性，是由一個個微小顆粒堆積組合而成的整體，顆粒間通過bonding模型相互黏結，以模擬井下水合物的物質屬性。基于水合物物性參數和接觸系數，建立天然氣水合物離散元仿真模型。天然氣水合物及壁面材料物性參數［12-14］見表1和表2。

使用等粒徑顆粒模擬天然氣水合物［15］，從計算量方面考慮，取顆粒半徑為0.25 mm，天然氣水合物模型為直徑40 mm、高度40 mm的圓柱體。

在EDEM軟件中，建立顆粒工廠生成水合物顆粒，通過bonding模型將處于接觸狀態的顆粒相互黏結，把微小顆粒黏結成水合物整體。水合物整體的抗拉壓能力與bonding模型生成的黏結鍵強度有關，通過調整bonding模型的參數，可以對宏觀整體的物理特性進行調控。由文獻［16］可知，天然氣水合物極限破碎速度為24 m/s。

通過數值模擬方法對天然氣水合物模型的臨界速度進行測試，調整bonding模型參數，使天然氣水合物模型的臨界破碎速度接近24 m/s。天然氣水合物模型及顆粒間黏結鍵如圖4所示。由圖4a可以看出，水合物模型由許多個小顆粒組合堆疊而成。A-1為顆粒的局部放大圖；B-1為黏結鍵的局部放大圖。

2 數值模擬方法驗證

運用Fluent-EDEM耦合的數值模擬方法，進行高壓水射流破碎天然氣水合物的數值模擬，將此數值模擬方法得到的仿真結果與前人所做的試驗結果以及使用其他數值模擬方法得到的仿真結果進行對比，以驗證此數值模擬方法的可靠性。

文獻［17］中使用ALE算法進行高壓水射流破碎天然氣水合物的數值模擬，得到天然氣水合物的破碎孔尺寸。本文使用Fluent-EDEM耦合的數值模擬方法進行高壓水射流破碎天然水合物的數值模擬，邊界條件以及噴嘴結構尺寸與文獻［17］相同，得到水合物破碎孔尺寸。表3為2種數值模擬方法得到的破碎孔特征尺寸以及二者的誤差百分比。由表3可知，2種數值模擬方法得到的水合物破碎孔的各項特征尺寸誤差均在5%左右，結果相近。

將數值模擬結果與試驗結果進行對比。文獻［18］中使用自制水合物替代試樣進行高壓水射流破碎試驗，得到水合物破碎孔，如圖5a所示。圖5b為本文采用的數值模擬方法得到的水合物破碎孔形狀。由圖5可知，數值模擬得到的水合物破碎孔形狀與試驗得到的水合物破碎孔形狀基本一致，破碎孔均呈現開口端孔徑較小，隨著深度的增加，孔徑逐漸增大，最后破碎孔底部呈現塔尖狀。

綜上所述，本文采用的Fluent-EDEM耦合數值模擬方法可以較為準確地模擬水合物破碎過程。

3 破碎過程分析

3.1 混合腔內流場特性

圖6為直旋混合噴嘴混合腔內部不同截面的速度分布情況。由圖6b可知：射流流經葉輪形成直射流和旋轉射流進入混合腔內，在靠近葉輪側，直射流與旋轉射流分層明顯；旋轉射流分布在外圍，直射流分布在中心區域，在直射流與旋轉射流間存在明顯的低速區域。隨著2種射流在混合腔內混合，旋轉射流區域增大，直射流區域減小，2種射流之間的低速區也隨之減小，并且由于2種射流混合造成能量消耗，射流速度也有所降低，如圖6c所示。圖6d為混合腔收縮段靠近噴嘴出口位置截面的速度云圖。由圖6d可知，此時2種射流已基本混合，2種射流間的低速區完全消失，并且由于混合腔截面不斷收縮，P3截面處的最大速度要高于P2截面和P1截面。

3.2 射流軸向速度與切向速度分布

圖7為射流在到達水合物表面時，沿徑向的軸向速度分布曲線。由圖7可知：直旋混合射流軸向速度分布規律呈現中心線處速度最大，并且沿徑向方向迅速衰減；射流在中心線附近軸向速度較大，射流能量較為集中，破碎時能夠對目標造成較大的沖擊力，有利于增大破碎孔的深度；并且在破碎時，射流軸向速度越大，形成的破碎孔深度越深。隨著遠離中心線，射流能量迅速降低。這是因為隨著遠離中心線，旋轉射流的卷吸作用帶動周圍流體流動，將自身動能傳遞給周圍流體，使射流本身的軸向速度迅速降低［19］。

圖8為射流在到達水合物表面時，沿徑向的切向速度分布曲線。由圖8可知：直旋混合射流切向速度沿徑向呈對稱分布，在中心線上切向速度近乎為0；隨著徑向距離的增大，切向速度先增大后減小。這是因為旋轉射流對中心線附近的直射流影響程度較小，中心線附近主要為直射流，因此切向速度近乎為0；而隨著徑向距離的增大，旋轉射流卷吸能力增強，帶動周圍流體流動，切向速度增大；切向速度達到最大值后，隨著徑向距離繼續增大，旋轉射流卷吸能力開始減弱，混合射流的切向速度開始減小，直至為0。在距離中心線一定的范圍內，射流切向速度較大，有利于形成較大的破碎面積。

3.3 水合物破碎孔分析

圖9為天然氣水合物破碎孔隨時間的變化情況。在0.3 ms之前，直旋混合射流還未沖擊到天然氣水合物表面，沒有破碎孔形成。0.3 ms時，直旋混合射流到達天然氣水合物表面，開始對其進行沖擊破碎。由圖9可知，0.3～0.9 ms時間內，破碎孔深度增加明顯，由0增加至14.50 mm；0.9～1.0 ms時間內，破碎孔深度變化較小，由14.48 mm增加至14.98 mm。而破碎孔的孔徑在增加到一定值以后基本維持不變。破碎孔的孔徑在0.3～0.5 ms內變化較大，由0增大至4.61 mm，隨后增加緩慢；到0.9 ms時，增加至5.00 mm左右；0.9～1.0 ms時間內，破碎孔孔徑基本不再變化。

圖10為天然氣水合物模型中水合物顆粒間的黏結鍵斷裂情況。由圖10可知，隨著直旋混合射流的沖擊破碎，水合物顆粒間的黏結鍵不斷斷裂，水合物模型被沖擊出的破碎孔也隨之不斷增大。

4 各因素對破碎效果的影響規律研究

4.1 葉輪槽傾角對破碎效果的影響

為探究葉輪槽傾角對直旋混合射流破碎性能的影響，分別取葉輪槽傾角α為40°、45°、50°、55°及60°的葉輪進行直旋混合射流破碎天然氣水合物的數值模擬。

圖11為不同葉輪槽傾角時，射流在水合物表面的最大軸向速度和切向速度。隨著葉輪槽傾角的增加，射流沖擊到水合物表面的軸向速度先減小后略微增大，再減小，形成的破碎孔孔深H0也隨之先減小后增大，再減小；而射流在水合物表面的最大切向速度則隨著葉輪槽傾角的增大先增大后減小，形成的破碎孔孔徑D0也隨之先增大后減小。

圖12為不同葉輪槽傾角時，天然氣水合物所受到的最大軸向沖擊力。由圖12可知，隨著葉輪槽傾角的增加，天然氣水合物所受到的最大軸向沖擊力逐漸減小，產生的破碎孔孔深隨之減小。

圖13為不同葉輪槽傾角時水合物的破碎孔尺寸曲線。由圖13可見：隨著葉輪槽傾角的增加，破碎孔孔徑先增大后減小，并且角度50°時，破碎孔孔徑D0最大；破碎孔孔深隨葉輪槽傾角的增大先減小后略增大再減小；破碎孔體積隨著葉輪槽傾角的增大先增大后減小。

當40°lt;αlt; 50°時，隨著α的增大，經過葉輪槽后形成的旋轉射流旋度增大，直射流受到旋轉射流的影響，軸向速度衰減加快，形成的直旋混合射流軸向速度降低，切向速度升高，對水合物造成的破碎孔孔深減小，孔徑D0增大，破碎孔體積受孔徑和孔深的綜合影響逐漸增大。當50°lt;αlt; 60°時，隨著α的繼續增大，混合腔中的旋轉射流旋度繼續增強，較大旋度的旋轉射流在與直射流混合時會產生射流消能作用［20］，使直旋混合射流總能量降低，導致射流在到達水合物表面時的軸向速度與切向速度均逐漸減小，射流對水合物的沖擊力也逐漸減小，形成的破碎孔孔深、孔徑以及孔體積也隨之減小。從水合物破碎孔體積來看，最大值相較于最小值僅增大了3.35%。這表明葉輪槽傾角在40°～60°范圍內變化時，對直旋混合射流的破碎性能影響不大。

4.2 中心孔直徑對破碎效果的影響

為探究葉輪中心孔孔徑D1對直旋混合射流破碎性能的影響，分別取中心孔直徑為0.8、1.0、1.2、1.4及1.6 mm的葉輪進行直旋混合射流破碎天然氣水合物的數值模擬。

圖14為不同葉輪中心孔直徑時，射流在水合物表面的最大軸向速度和切向速度。隨著葉輪中心孔直徑的增加，射流沖擊到水合物表面時的軸向速度逐漸增加，形成的破碎孔孔深也逐漸增大；切向速度逐漸減小，形成的破碎孔孔徑也逐漸減小。

圖15為不同葉輪中心孔直徑時天然氣水合物所受到的最大軸向沖擊力。由圖15可知，隨著葉輪中心孔直徑的增加，天然氣水合物所受到的最大軸向沖擊力逐漸增大，形成的破碎孔孔深逐漸增大。

圖16為不同葉輪中心孔直徑時，天然氣水合物破碎孔的尺寸曲線。由圖16可知：破碎孔的孔深隨著葉輪中心孔直徑的增大而增大；孔徑隨著葉輪中心孔直徑的增大而減小；破碎孔體積隨著葉輪中心孔直徑的增加先增大后減小。葉輪中心孔直徑為1 mm時，破碎孔體積最大。

當0.8 mm lt;D1 lt; 1.6 mm時，隨著D1的增加，混合腔中的直射流比例開始增大，形成的混合射流中直射流的效果增強［21］，射流軸向速度衰減減慢，到達水合物表面時的軸向速度逐漸增大，對天然氣水合物的軸向沖擊力也逐漸增大，形成的破碎孔孔深也隨之增加；而直射流比例的增大，導致旋轉射流比例相對減小，混合射流中旋轉射流的效果減弱，流場中射流的切向速度開始減小，對天然氣水合物進行破碎時，形成的破碎孔的孔徑逐漸減小。隨著D1的增大，破碎孔體積先增大后減小，當中心孔直徑為1 mm時，破碎孔體積最大，此時混合射流在擁有較大的軸向速度的同時，也具有較大的切向速度，對天然氣水合物形成的破碎孔孔深和孔徑都比較大，破碎效果最好。

綜上所述，中心孔直徑為1 mm時，直旋混合射流的破碎效果最好，形成的破碎孔體積較大。

4.3 混合腔收縮角對破碎效果的影響

為探究混合腔收縮角β對直旋混合射流破碎效果的影響，在混合腔長度為6 mm時，分別取β為80°、90°、100°、110°及120°等5組不同的噴嘴進行直旋混合射流破碎天然氣水合物的數值模擬。

圖17為不同混合腔收縮角時，射流在水合物表面的最大軸向速度和切向速度。由圖17可知，在80°～120°范圍內，隨著混合腔收縮角的增大，射流在水合物表面處的最大軸向速度和切向速度都逐漸減小，形成的破碎孔孔深和孔徑也隨之減小。

圖18為不同混合腔收縮角時，天然氣水合物所受到的最大軸向沖擊力。由圖18可知，在80°～120°范圍內，隨著β的增大，天然氣水合物所收到的最大軸向沖擊力逐漸減小，形成的破碎孔孔深逐漸減小。

圖19為不同混合腔收縮角時，天然氣水合物破碎孔的尺寸曲線。由圖19可知，在80°～120°范圍內，隨著混合腔收縮角的增加，破碎孔的孔徑、孔深、孔體積都逐漸減小。

當80°lt;βlt;120°時，隨著β的增大，混合腔收縮段對射流的匯聚能力減弱，射流在混合腔內混合不充分，并且在混合腔直徑與長度一定的情況下，隨著混合腔收縮角的增大，收縮段的長度隨之減小，射流在通過收縮角較大的收縮段時，過流截面積迅速減小，收縮段壁面對射流的阻礙作用增強，增大了射流的能量消耗，導致射流在到達水合物表面時的軸向速度和切向速度減小，射流對水合物產生的沖擊力也隨之減小，形成的破碎孔孔徑、孔深減小，破碎孔體積也逐漸減小。

綜上所述，在80°lt;β lt;120°范圍內，隨著β的增大，射流的破碎效果逐漸減弱。

5 結 論

（1）直旋混合射流的軸向速度在中心線上最大，沿徑向迅速減小，在中心線附近，直射流能量集中，有利于形成一定深度的破碎孔；切向速度在中心線位置近乎等于0，沿徑向方向先增大后減小，在與中心線一定距離的范圍內，射流切向速度較大，有利于形成較大的破碎孔孔徑。

（2）隨著葉輪槽傾角的增大，射流在目標靶面的最大軸向速度逐漸減小，切向速度先隨著旋轉射流旋度的增大而增大，之后由于射流消能作用開始減小。葉輪槽傾角在40°～60°范圍內變化時，對射流破碎效果影響不大，破碎孔體積最大值與最小值僅相差3.35%；葉輪槽傾角為50°時，直旋混合射流的破碎效果最好。

（3）隨著葉輪中心孔直徑的增大，直旋混合射流中直射流比例增大，射流軸向速度增大，切向速度減小。試驗條件下，中心孔直徑為1 mm時，直旋混合射流的破碎效果最優，形成的破碎孔體積最大。

（4）混合腔是直射流與旋轉射流混合的區域。隨著混合腔收縮角的增大，混合腔收縮段對射流的匯聚能力減弱，不利于射流充分混合，并且較大的收縮角會加劇射流能量的損耗，降低射流速度。試驗范圍內，混合腔收縮角為80°時，直旋混合射流破碎效果最優。

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第一徐昊，生于2000年，2022年畢業于長江大學機械工程學院，現為在讀碩士研究生，研究方向為現代鉆采機械設計。地址：（434023）湖北省荊州市。email：2314144053@qq.com。

通信作者：張思，高級工程師。email：medeka@163.com。2024-06-182024-08-21王剛慶