原油輸運管路沖蝕影響因素仿真研究

鄧智強，梁曉瑜，吳歡歡

（中國計量學院計量測試工程學院，浙江 杭州 310018）

原油輸運管路沖蝕影響因素仿真研究

鄧智強，梁曉瑜，吳歡歡

（中國計量學院計量測試工程學院，浙江 杭州 310018）

采用計算流體動力學（軟件）（computational fluid dynamics，CFD）沖蝕磨損模型仿真模擬原油輸運過程中的液固兩相流。對彎徑比為2的圓形管道典型部件在不同的溫度、流速、壓力和固體顆粒體積濃度下進行仿真模擬，得出管道沖蝕區(qū)域分布與沖蝕率，當壓力≤6MPa時，壓力對彎頭沖蝕結(jié)果的影響可以忽略。僅增大流速，彎頭平均沖蝕率隨之增大。僅增大溫度，40℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最大值；60℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最低值。固體顆粒體積濃度的增長與彎頭平均沖蝕率的增長基本呈線性關(guān)系。

CFD；液固兩相流；沖蝕；圓形彎管

0 引 言

沖蝕磨損是指流體中的固體粒子以一定速度和角度對材料表面進行沖擊所造成的材料表面流失的現(xiàn)象。該現(xiàn)象是導致工業(yè)部件磨損失效的主要原因[1]。據(jù)有關(guān)資料統(tǒng)計：在所有發(fā)生事故的鍋爐管道中約有1/3是由于沖蝕磨損造成的，在用管道輸送彎頭處的沖蝕磨損比直通部分的磨損大約嚴重50倍[2]。國內(nèi)外研究者利用各種流體仿真軟件對管道沖蝕磨損展開研究，總結(jié)出許多沖蝕磨損預測模型和沖蝕規(guī)律。Stack M M[3]采用CFD軟件進行離散化計算，證實離散相沖蝕模型（DPM模型）的可靠性。李國美等[4]采用DPM模型，對突擴圓管內(nèi)固體顆粒的動態(tài)變化過程以及顆粒非均勻分布特征進行研究，指出流體攜帶效應隨滑移速度增大而增強。Lin C X等[5]使用了一種簡化3D代數(shù)滑移模型對水平直管段中泥漿流引起的沖蝕問題進行了研究。吳歡歡[6]采用Hashish模型，討論了彎頭在不同彎徑比和曲度以及突擴管在不同突擴比下沖蝕率的變化情況。由于管道磨損成因復雜，沖蝕機理直到目前仍在繼續(xù)深入研究中。本文主要針對原油輸運管路中含砂原油對90°彎管在不同壓力、溫度、流速和固體顆粒體積濃度工況下沖蝕情況展開仿真研究。

1 模型建立

1.1 管道幾何模型及網(wǎng)格

國內(nèi)外眾多學者對于圓形彎管的合適彎徑比進行了大量研究[7-8]，一般認為彎徑比為2～4的90°彎管受到?jīng)_蝕作用相對較小，實際工況管道彎徑比大多為2～3，本文采用彎徑比為2，直徑為50mm的圓形彎管，直管段部分長度為10D，如圖1所示。

圖1 圓形彎管幾何尺寸（單位：mm）

含砂原油以速度V向X軸正方向進入管道。管道入口端面采用古錢法劃分面網(wǎng)格，體網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格劃分，彎管局部網(wǎng)格如圖2所示。在流速為10m/s，固體顆粒體積濃度0.5%，溫度為120℃工況下，伴隨網(wǎng)格尺寸縮小，彎頭平均沖蝕率逐漸穩(wěn)定，當管道體網(wǎng)格尺寸（counter size）為2，總網(wǎng)格數(shù)量為581854時，由于網(wǎng)格數(shù)量變化引起的彎頭平均沖蝕率變化基本穩(wěn)定，因此，當網(wǎng)格尺寸為2時，網(wǎng)格無關(guān)性已能滿足計算要求。

1.2 k-ε方程

由于原油在圓形彎管內(nèi)流動的雷諾數(shù)Re＞＞4000，因此，在采用CFD軟件FLUENT仿真過程中，采用k-ε湍流方程。

圖2 彎管網(wǎng)格（局部）

式中：Pk——單位體積內(nèi)k的產(chǎn)生率；

Γk、Γε——湍流動能和湍流動能耗散率的交換系數(shù)；

Cε1、Cε2、Cε3——常數(shù)；

Fpiui′——顆粒相的存在對流體相湍流動能的影響。

1.3 沖蝕模型

仿真采用FLUENT自帶DPM模型，相關(guān)因數(shù)如表1所示。

表1 DPM相關(guān)因數(shù)

2 模擬條件

2.1 液相與固相

液相采用蘇丹六區(qū)降粘原油[9]，其物性如表2所示。固相為石英砂，其密度為2650kg/m3，固體顆粒粒徑為0.5 mm，體積分數(shù)為0.05%～0.5%，考慮重力影響因素。

表2 蘇丹六區(qū)降粘原油物性

2.2 壓 力

原油輸運管路輸送壓力一般情況下≤6MPa[10]。相關(guān)研究表明[11-12]，在壓力≤7MPa時，相同溫度下，伴隨壓力增大，原油的密度和粘度變化微弱，由密度和粘度變化帶來的沖蝕結(jié)果的影響可以忽略。

圖3 彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率隨壓力變化

管道進口和出口分別設置為壓力入口和壓力出口，固體顆粒體積分數(shù)為0.5%，流場溫度為40～120℃，壓強為1～6MPa，彎頭平均沖蝕率變化如圖3所示。當壓力在1～6MPa變化時，彎頭平均沖蝕量在同一數(shù)量級且數(shù)值變化不大。因此，壓力因素變化對彎頭平均沖蝕率變化的影響可以忽略。

2.3 溫 度

根據(jù)實際工況，原油溫度范圍設定為40～120℃。

2.3.1 溫度對密度的影響

相關(guān)研究表明[13]，原油的密度與溫度之間的關(guān)系如下式所示：

式中：ρ——對應溫度下原油密度，g/cm3；

ρ20——20℃時原油密度，g/cm3；

x——密度相關(guān)系數(shù)；

INT——表示取整。

2.3.2 粘 度

石油粘度——溫度簡單經(jīng)驗公式為

式中：ν——運動粘度，mm2/s；

T——溫度，K。

其中，運動粘度ν與動力粘度η關(guān)系為

表3 蘇丹六區(qū)降粘原油物性表

根據(jù)表1，計算得出，n=-0.4822，m=-0.1967。

2.3.3 換算結(jié)果

因此，根據(jù)式（3）、式（4），可以將表1中的蘇丹六區(qū)降粘原油在40～120℃范圍內(nèi)各溫度點下的粘度及密度換算為表3。

2.4 流 速

含砂原油流速為3～15m/s[14]，彎管入口初始流速設置為2～10m/s。

3 仿真結(jié)果與討論

3.1 沖蝕結(jié)果

FLUENT計算殘差設置為1×10-7，連續(xù)迭代運行300次，各項參數(shù)指標均達到收斂。流場入口為彎頭下方，出口為彎頭右上方。

固體顆粒體積濃度為0.5%，溫度為40～120℃（溫度點如表3），流場壓力為常壓，流場內(nèi)固液混合相充分混合均勻且流速在2，6，10m/s工況下，彎頭沖蝕位置如圖4～圖6所示。當溫度較低時，彎頭沖蝕位置呈發(fā)散分布，沒有明顯集中區(qū)域，彎頭內(nèi)壁面沖蝕率較大。伴隨溫度升高，彎頭沖蝕位置逐漸集中于靠近彎頭出口70°～85°內(nèi)壁面外側(cè)，彎頭內(nèi)壁面沖蝕率有所下降。當溫度為60℃左右，彎頭內(nèi)壁面沖蝕率達到最低值，且管道內(nèi)壁面沖蝕集中區(qū)域相對較小。

圖4 流速為2m/s時各溫度點彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率

圖5 流速為6m/s時各溫度點彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率

圖6 流速為10m/s時各溫度點彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率

3.2 流速對沖蝕結(jié)果的影響

當流場溫度和固體顆粒體積濃度保持不變時，固液混合相流速對于彎頭平均沖蝕率的影響如圖7～圖10所示。當混合相流速增大時，原油中的固體顆粒獲得碰撞彎頭壁面的能量急劇增大，顆粒運動軌跡角度變化大，彎頭平均沖蝕率增加。

圖7 0.05%體積濃度下彎頭內(nèi)壁面沖蝕

圖8 0.1%體積濃度下彎頭內(nèi)壁面沖蝕率

圖9 0.25%體積濃度下彎頭內(nèi)壁面沖蝕率

圖10 0.5%體積濃度下彎頭內(nèi)壁面沖蝕率

伴隨流速增長，在不同溫度點工況下，彎頭平均沖蝕率增長速率發(fā)生較大變化，總體趨勢是彎頭平均沖蝕率增長速率先增大，超過某一溫度拐點后，彎頭平均沖蝕率增長速率又逐漸降低。40℃工況下，流速對彎頭平均沖蝕率影響最大。50℃和60℃工況下，流速對彎頭平均沖蝕率影響最小。

3.3 溫度對沖蝕結(jié)果的影響

溫度對于沖蝕結(jié)果的影響主要是由于溫度改變，原油密度以及粘度隨之改變，原油攜帶固體顆粒的能力和固體顆粒與管道壁面碰撞的能量發(fā)生改變，導致沖蝕結(jié)果發(fā)生變化。

由圖7～圖10，當流速和固體顆粒體積濃度一定時，40℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最大值。60℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最低值。彎頭平均沖蝕率總趨勢是先降低，然后再升高。

這是由于溫度較低時，原油粘度和密度較高，原油攜帶固體顆粒能力較大，單位時間內(nèi)與管道壁面碰撞固體顆粒數(shù)量較多。當溫度升高后，原油攜帶固體顆粒能力下降，單位時間內(nèi)與管道壁面碰撞固體顆粒數(shù)量下降，導致沖蝕率下降。隨著溫度不斷升高，固體顆粒熱運動加劇，與管道壁面碰撞能量不斷增強，因此，超過某一溫度點后，彎頭平均沖蝕率增長速率又重新上升。

3.4 固體顆粒體積濃度對沖蝕結(jié)果的影響

固體顆粒體積濃度對管道沖蝕影響如圖11～圖13所示。伴隨固體顆粒體積濃度升高，彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率基本呈線性增長關(guān)系。

伴隨固體顆粒體積濃度增長，在流速為2m/s，溫度為90℃工況下，彎頭平均沖蝕率增長最慢。伴隨固體顆粒體積濃度增長，流速為6m/s溫度為60℃工況和流速為10m/s溫度為60℃工況下，彎頭平均沖蝕率增長最慢。

圖11 2m/s流速下彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率圖

圖12 6m/s流速下彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率

圖13 10m/s流速下彎頭內(nèi)壁面平均沖蝕率圖

4 結(jié)束語

采用CFD仿真模擬方法，模擬含砂原油在彎徑比為2的DN50mm彎管內(nèi)流動時，固體顆粒對彎頭沖蝕，從壓力、溫度、流速和固體顆粒體積濃度4個方面對沖蝕結(jié)果進行綜合分析，可以得到以下結(jié)論：

1）原油輸運管道內(nèi)壓強對管道彎頭處沖蝕速率影響較小，主要影響因素是流體流速、溫度和固體顆粒體積濃度。管道沖蝕集中的部位是管道彎頭外壁面70°～85°處。

2）在2～10m/s速度范圍內(nèi)，伴隨流速增長，40℃工況下，流速對彎頭平均沖蝕率影響最大，50℃和60℃工況下，流速對彎頭平均沖蝕率影響最小。

3）在40～120℃溫度范圍內(nèi)，伴隨溫度增長，40℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最大值。60℃工況下，彎頭平均沖蝕率達到最低值。彎頭平均沖蝕率總趨勢是先降低，然后再升高。

4）在0.05%～0.5%固體顆粒體積濃度范圍內(nèi)，伴隨固體顆粒體積濃度升高，彎頭平均沖蝕率基本呈線性增長。在流速為2m/s，溫度為90℃工況下，彎頭平均沖蝕率線性增長趨勢最緩慢。

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Simulation studies on erosion wear factors of crude oil transport pipelines

DENG Zhiqiang，LIANG Xiaoyu，WU Huanhuan
（College of Metrology and Measurement Engineering，China Jiliang University，Hangzhou 310018，China）

A DPM erosion model was built to simulate the liquid-solid flow in crude oil transport pipelines based on ComputationalFluid Dynamics（CFD）.More specifically,erosion area distribution and erosion rates were obtained by simulating the typical parts of circular elbows（with anR/Dratio of 2）under different temperatures,flow velocities and pressures as well as different volume concentrations of solid particles.Studies indicate that erosion impact of pipeline elbows can be neglected when the pressure exceeds 6MPa.The mean erosion rate of bends gets larger and larger only when the flow velocity accelerates.It is up to the maximum value only under the working condition of 40 degrees centigrade and the minimum value under the working condition of 60 degrees centigrade.The volume concentration of solid particles increases with the mean erosion rate of bends in a linear way.

CFD；liquid-solid flow；erosion；circular pipe

A

：1674-5124（2015）05-0116-05

10.11857/j.issn.1674-5124.2015.05.029

2014-09-15；

：2014-11-19

科技部質(zhì)檢公益專項（2012424026）

鄧智強（1989-），男，浙江杭州市人，碩士研究生，專業(yè)方向為流體仿真學。