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    基于ANSYS Workbench的天然氣漸擴(kuò)管沖蝕磨損仿真模擬*

    2019-12-26 07:01:20
    潤滑與密封 2019年12期
    關(guān)鍵詞:流率沖蝕管段

    (遼寧石油化工大學(xué)石油天然氣工程學(xué)院 遼寧撫順 113001)

    邊界擴(kuò)大流動(dòng)是管道集輸系統(tǒng)中常見的流動(dòng)現(xiàn)象,由于管道面積的擴(kuò)張,截面處會(huì)發(fā)生分離、重附和剪切流動(dòng)等現(xiàn)象,從而造成壓力降低和能量損失。漸擴(kuò)管是常見的邊界擴(kuò)張管件,其在能源、動(dòng)力、石化等行業(yè)有著廣泛的應(yīng)用。管道輸送經(jīng)常會(huì)夾帶液滴及顆粒等雜質(zhì),固體顆粒對(duì)管道內(nèi)壁會(huì)造成一定程度的沖蝕磨損。由于漸擴(kuò)管擴(kuò)張角度的影響,擴(kuò)張截面處流場變化較劇烈,沖蝕現(xiàn)象更為嚴(yán)重。因此,對(duì)天然氣集輸系統(tǒng)漸擴(kuò)管進(jìn)行仿真模擬是十分必要的。

    國外學(xué)者ENZO、DURST等[1-2]通過建立擴(kuò)張管的相關(guān)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)來研究低雷諾數(shù)流體的流動(dòng)特性,并得出回流區(qū)長度與雷諾數(shù)之間線性正相關(guān)的結(jié)論。HAN和JAKE[3]對(duì)高雷諾數(shù)平板流動(dòng)進(jìn)行分析,得到擴(kuò)散比與回流區(qū)之間的聯(lián)系。OLIVEIRA和PINHO[4]利用FDM方法對(duì)軸對(duì)稱管道突擴(kuò)層進(jìn)行了模擬分析,將模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì),結(jié)果表明數(shù)據(jù)擬合較好。國內(nèi)學(xué)者周在東等[5]運(yùn)用CFD軟件對(duì)突擴(kuò)管壓力變動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了研究并得到相關(guān)變動(dòng)曲線;尹則高等[6]運(yùn)用CFX軟件對(duì)管內(nèi)流場及水頭損失進(jìn)行了仿真模擬,通過水頭損失繼而判定管道輸送效率。

    上述學(xué)者對(duì)于擴(kuò)張管件的研究以突擴(kuò)管為例,模型主要針對(duì)低雷諾數(shù)流體,研究內(nèi)容以力學(xué)分析為主,而對(duì)漸擴(kuò)管流場分析及沖蝕規(guī)律的相關(guān)研究卻鮮有報(bào)道,突擴(kuò)管與漸擴(kuò)管流場之間的相關(guān)關(guān)系尚不明確。因此,本文作者運(yùn)用CFD軟件對(duì)漸擴(kuò)管及突擴(kuò)管的應(yīng)力分布、流動(dòng)特性及沖蝕效果進(jìn)行仿真對(duì)比分析。在此之上,通過改變流動(dòng)的物性參數(shù),進(jìn)一步研究漸擴(kuò)管沖蝕磨損的變動(dòng)規(guī)律,研究結(jié)果對(duì)石化管線設(shè)計(jì)有一定的參考價(jià)值。

    1 計(jì)算模型

    1.1 多相流模型

    管道流動(dòng)介質(zhì)由CH4、H2S及砂石顆粒混合物組成,定義CH4、H2S為連續(xù)相,顆粒為離散相。由于流動(dòng)時(shí)連續(xù)相與離散相不斷進(jìn)行摻混,但沒有明顯的重構(gòu)界面。因此,選用Euler多相流模型進(jìn)行仿真模擬[7]。離散相采用Lagrange法進(jìn)行軌跡跟蹤。

    1.2 湍流模型

    由于天然氣黏度較低,流速較快。經(jīng)計(jì)算,雷諾數(shù)Re為264 566,判定流態(tài)為湍流。因此,采用Realizablek-ε湍流模型,建立控制方程[8]如下:

    (1)

    (2)

    (3)

    (4)

    式中:k為湍動(dòng)能;ε為湍動(dòng)耗散率;Gk為速度引起的湍動(dòng)能;vi為流體i方向分速度,m/s;Gb為浮升力引起的湍動(dòng)能;YM為氣體膨脹耗散系數(shù);C1ε、C2ε為常數(shù),分別取1.42、1.68;αk、αε為湍動(dòng)能及湍動(dòng)能耗散率對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù),分別取1.0、1.2;S為變形張量。

    1.3 沖蝕模型

    顆粒沖擊壁面,會(huì)在壁面留下沖擊坑,眾多學(xué)者通過研究該現(xiàn)象來詮釋沖蝕磨損的機(jī)制[9-11]。由于流動(dòng)是連續(xù)的,后續(xù)顆粒的沖擊使得沖擊坑進(jìn)一步擴(kuò)大,并且在沖擊坑附近形成一定的堆積材料,一定程度時(shí)堆積材料會(huì)附著在管到內(nèi)壁面上,減輕后續(xù)顆粒的沖擊。因此,沖蝕速率會(huì)呈現(xiàn)先增加后減小的倒“U”型趨勢。顆粒沖蝕過程如圖1所示。

    圖1 漸擴(kuò)管內(nèi)壁面沖蝕磨損過程示意圖Fig 1 Schematic diagram of erosion and wear process on the inner surface of progressive diffuser

    沖蝕磨損的量化標(biāo)準(zhǔn)通常用單位時(shí)間內(nèi)顆粒對(duì)管材造成的質(zhì)量損失,即沖蝕速率進(jìn)行定義[12]。Fluent-DPM模型中,沖蝕速率計(jì)算公式如下。

    (5)

    式中:mp為顆粒質(zhì)量,kg;c(dp)為徑函數(shù),取1.8×10-9;v為顆粒流速,m/s;b(v)為速度指數(shù),取2.6;Aface為壁面網(wǎng)格函數(shù);f(α)為沖擊角函數(shù)。沖擊角函數(shù)采用線性分段函數(shù)[13]來表述。

    表1給出了沖擊角度及系數(shù)。由于顆粒撞擊壁面后會(huì)發(fā)生反彈現(xiàn)象,因此沖擊速度會(huì)沿法向與切向進(jìn)行分解。采用FORDER等[14]試驗(yàn)得到的彈射系數(shù)恢復(fù)方程對(duì)沖擊速度進(jìn)行定義,恢復(fù)方程反彈恢復(fù)系數(shù)如表2所示。

    表1 沖擊角度及系數(shù)

    表2 沖擊-反彈恢復(fù)系數(shù)

    1.4 流固耦合控制方程

    管內(nèi)流場由流體場和固體場組成,為研究兩流場之間的相互作用,建立流固耦合方程。發(fā)射端發(fā)送流體場數(shù)據(jù),數(shù)據(jù)通過耦合交界面?zhèn)鬟f給固體場進(jìn)行迭代計(jì)算,計(jì)算結(jié)果再通過交界面?zhèn)骰匕l(fā)射端,由此實(shí)現(xiàn)相間耦合[15]。耦合面數(shù)據(jù)傳遞過程如圖2所示。

    圖2 耦合面數(shù)據(jù)傳遞過程示意圖Fig 2 Diagram of data transfer process on coupling surface

    由于顆粒沖擊變形較小,可以忽略其變形對(duì)流體的影響。因此,采用單相耦合(弱耦合)分析。耦合計(jì)算采用順序迭代法,即流體場計(jì)算結(jié)果直接由耦合面加載到固體場,從而求得共同作用下的收斂解。

    流固耦合控制方程由以下3部分構(gòu)成:

    (1)流體控制方程

    (a)質(zhì)量控制方程

    (6)

    式中:ρ為流體密度,kg/m3;ui為流體i方向分流速,m/s;Sm為源項(xiàng)。

    (b)動(dòng)量守恒方程

    (7)

    式中:p為靜壓,Pa;τij為應(yīng)力張量;gi為i方向重力體積力,N;Fi為外部體積力,N。

    因該問題無溫度變化。因此,忽略能量守恒方程。

    (2)固體控制方程

    由于固體顆粒服從牛頓第二定律。因此,守恒方程如下:

    (8)

    式中:ρs為固體密度,kg/m3;σs為柯西應(yīng)力張量;ds為固體域當(dāng)?shù)丶铀俣?,m/s2。

    (3)流固控制方程

    流體相與固體相數(shù)據(jù)在耦合面?zhèn)鬟f時(shí),需要滿足應(yīng)力、位移等參數(shù)相等或守恒的原則,即:

    (9)

    式中:下標(biāo)f表示流體;s表示固體。

    2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

    2.1 幾何模型

    根據(jù)GB 50349-2015《氣田集輸設(shè)計(jì)規(guī)范》[16],漸擴(kuò)管件管徑在5~150 mm,擴(kuò)張角度在5°~20°為宜。因此,設(shè)定漸擴(kuò)管入口段管徑為50 mm,出口管徑為100 mm,壁厚為3 mm,擴(kuò)張角為10°。為保證流動(dòng)介質(zhì)充分流動(dòng),取10D作為管長。重力加速度垂直流體且方向向下。管道幾何模型如下圖3所示。

    圖3 漸擴(kuò)管幾何模型(mm)Fig 3 Geometric model of gradual expansion pipe (mm)

    2.2 網(wǎng)格劃分

    采用Sweep方法對(duì)漸擴(kuò)管進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分。由于漸擴(kuò)管各部分結(jié)構(gòu)相差較大,因此選用分塊網(wǎng)格劃分法,并且在擴(kuò)張段管喉部區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化處理。以沖蝕速率為衡量標(biāo)準(zhǔn),對(duì)網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行檢驗(yàn),最終確定網(wǎng)格數(shù)為85 440。網(wǎng)格劃分如圖4所示。

    圖4 漸擴(kuò)管網(wǎng)格劃分示意圖Fig 4 Schematic diagram of gradual expansion pipe meshing

    3 物性參數(shù)及邊界設(shè)定

    3.1 物性參數(shù)

    管道內(nèi)連續(xù)相介質(zhì)為CH4與H2S混合物,體積分?jǐn)?shù)比為4/1;離散相為砂石顆粒。介質(zhì)物性參數(shù)如表3所示。

    表3 物性參數(shù)

    3.2 邊界設(shè)定

    連續(xù)相入口采用Velocity-inlet,速度為15 m/s,湍動(dòng)強(qiáng)度為3%,出口邊界為Outflow,出流率為100%,壁面采用無滑移標(biāo)準(zhǔn)壁面;離散相入口采用Surface法向射流條件,射流速度為5 m/s,顆粒質(zhì)量流率為0.1 kg/s,粒徑為200 μm,顆粒進(jìn)出口設(shè)置Escape,壁面設(shè)置Reflect。

    4 計(jì)算結(jié)果及分析

    4.1 靜力學(xué)分析

    為了分析管道結(jié)構(gòu)在給定靜力載荷作用下的響應(yīng),運(yùn)用Static Structural軟件對(duì)管道進(jìn)行靜力學(xué)分析。由于突擴(kuò)管與漸擴(kuò)管工業(yè)用途相近,因此對(duì)2種管道結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比分析。為保證模擬的準(zhǔn)確性,突擴(kuò)管與漸擴(kuò)管設(shè)定相同的幾何參數(shù),即突擴(kuò)管進(jìn)口管段(細(xì)管段)D1=50 mm,出口管段(粗管段)D2=100 mm,擴(kuò)張比e=D2/D1=2。

    突擴(kuò)管與漸擴(kuò)管進(jìn)、出口處設(shè)置固定約束,防止外力作用發(fā)生移動(dòng)現(xiàn)象。管道內(nèi)壁面施加3.2 MPa的均勻壓力載荷。靜力分析結(jié)果如圖5所示。

    圖5 等效應(yīng)力圖Fig 5 Equivalent stress distribution cloud chart (a) gradual diffuser;(b) sudden diffuser

    圖5為漸擴(kuò)管和突擴(kuò)管管道等效應(yīng)力分布云圖。由圖5(a)可知,漸擴(kuò)管最大等效應(yīng)力為58.234 MPa,位于出口管段內(nèi)側(cè);喉部管段等效應(yīng)力變化梯度較大,喉部與出口管段相連處等效應(yīng)力明顯較高。通過分析可以得出,漸擴(kuò)管喉部靠近出口管段處應(yīng)力集中。但由于壓力載荷在管道許可強(qiáng)度范圍內(nèi),故不會(huì)對(duì)管道造成安全上的影響[17]。由圖5(b)可知,突擴(kuò)管最大等效應(yīng)力為100.76 MPa,位于突擴(kuò)管進(jìn)口管段與出口管段交界處的上壁面。等效應(yīng)力最小值位于進(jìn)口管段,為6.186 7 MPa。通過對(duì)比分析可得,相同條件下,突擴(kuò)管最大等效應(yīng)力是漸擴(kuò)管的1.73倍,并且最大應(yīng)力區(qū)域大相徑庭。因此,在一定條件下,突擴(kuò)管承載的壓力載荷較大,受應(yīng)力破壞的概率大于漸擴(kuò)管。

    圖6為漸擴(kuò)管和突擴(kuò)管管道總體變形位移圖??芍瑵u擴(kuò)管最大變形位移位于擴(kuò)張管段與出口段交界處,為10.57 μm;突擴(kuò)管最大變形位移位于進(jìn)口管段與出口管段交界處,最大變形位移為18.681 μm。通過對(duì)比分析可得,相同條件下,突擴(kuò)管變形位移是漸擴(kuò)管的1.77倍,即突擴(kuò)管發(fā)生位移變形較為嚴(yán)重。但由于變形位移量級(jí)較小,故位移變形可以忽略不計(jì)。

    圖6 總體變形分布云圖Fig 6 Overall deformation distribution cloud chart (a) gradual diffuser;(b) sudden diffuser

    4.2 沖蝕磨損分析

    由于漸擴(kuò)管與突擴(kuò)管結(jié)構(gòu)相差較大,為更好地研究漸擴(kuò)管的沖蝕磨損規(guī)律及2種管道沖蝕規(guī)律的不同,進(jìn)行仿真對(duì)比分析。在對(duì)比分析的基礎(chǔ)之上,通過改變物性參數(shù),進(jìn)一步研究漸擴(kuò)管沖蝕磨損規(guī)律。

    4.2.1 沖蝕磨損對(duì)比分析

    為保證漸擴(kuò)管與突擴(kuò)管對(duì)比分析的有效性,設(shè)置相同的流場條件,即連續(xù)相入口流速皆為10 m/s,離散相顆粒采用入口壁面法向射流方式,射流速度為5 m/s,顆粒粒徑為200 μm,質(zhì)量流率為0.5 kg/m3。

    圖7為漸擴(kuò)管和突擴(kuò)管管內(nèi)流體流線圖。由圖7(a)可知,漸擴(kuò)管內(nèi)流體近似呈現(xiàn)層狀分布,在擴(kuò)張段與出口管段交界處附近流體發(fā)生滯留現(xiàn)象,但滯留區(qū)域較小。由圖7(b)可知,突擴(kuò)管管壁與主流區(qū)域之間形成漩渦,流體流速沿軸向方向逐漸增大,并且呈現(xiàn)拋物線分布。

    圖7 流線圖Fig 7 Streamline (a) gradual diffuser;(b) sudden diffuser

    圖8為漸擴(kuò)管和突擴(kuò)管中顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖,圖9為沖蝕磨損云圖。由圖8(a)及圖9(a)可知,漸擴(kuò)管內(nèi)顆粒由進(jìn)口管段流經(jīng)擴(kuò)張段進(jìn)入出口管段,由于擴(kuò)張角度緩慢變化的影響,降低了顆粒的慣性力,因此顆粒受重力的影響撞擊到出口管段,造成出口管段嚴(yán)重的沖蝕磨損,最大沖蝕速率為4.61×10-6kg/(m2·s)。沖蝕顆粒撞擊壁面后發(fā)生反彈現(xiàn)象,進(jìn)而撞擊出口端面,造成出口端面的磨損。由圖8(b)及圖9(b)可知,突擴(kuò)管最大沖蝕速率為2.71×10-6kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域主要位于進(jìn)口管段,造成該現(xiàn)象的原因是進(jìn)口管段管徑較小,沖蝕顆粒受連續(xù)相流體湍動(dòng)的影響,反復(fù)地撞擊管道內(nèi)壁面,造成進(jìn)口管段嚴(yán)重的沖蝕磨損。由于出口管段的擴(kuò)張作用,管徑瞬間增大,沖蝕顆粒由于慣性力的作用隨天然氣湍流流動(dòng),最終沿中軸線流出。顆粒并未撞擊到出口管段壁面,因此出口管段沖蝕速率接近于0。通過對(duì)比分析可以看出,相同條件下,漸擴(kuò)管最大沖蝕速率是突擴(kuò)管的1.7倍,即漸擴(kuò)管沖蝕較為嚴(yán)重。

    圖8 顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖Fig 8 Particle trajectory (a) gradual diffuser; (b) sudden diffuser

    圖9 沖蝕磨損云圖Fig 9 Erosion wear cloud chart (a) gradual diffuser; (b) sudden diffuser

    4.2.2 入口流速對(duì)漸擴(kuò)管沖蝕效果的影響

    管道入口流速的確定受管線沿程壓力損失的影響,兩者之間呈現(xiàn)正比例變化關(guān)系,流速過大在一定程度上也會(huì)加快流體對(duì)管內(nèi)壁的沖刷速度[18]。根據(jù)GB50251-2015標(biāo)準(zhǔn)[16]可知,天然氣入口流速應(yīng)小于25 m/s,從而降低因流速過高所造成的負(fù)面影響,但流速較低會(huì)降低輸送效率。因此,應(yīng)該綜合考慮各因素,進(jìn)而確定恰當(dāng)?shù)牧魉賉19]。

    根據(jù)以上的分析,設(shè)定沖蝕顆粒粒徑為200 μm,質(zhì)量流率為0.1 kg/s,選取5種入口流速進(jìn)行綜合比較。沖蝕云圖如圖10所示。

    圖10 不同入口流速的沖蝕分布云圖Fig 10 Erosion distribution of different inlet velocities

    圖10(a)為流速5 m/s條件下沖蝕云圖。可知,最大沖蝕速率為9.28×10-7kg/(m2·s),磨損區(qū)域位于出口管段下表面及出口處附近,下表面磨損區(qū)域呈現(xiàn)“橢圓形”,出口處磨損區(qū)域呈現(xiàn)“U”形。圖10(b)、(c)為流速10、15 m/s條件下沖蝕云圖,可知,最大沖蝕速率皆為9.94×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域與5 m/s時(shí)相同。圖10(d)為流速20 m/s條件下沖蝕云圖,最大沖蝕速率較15 m/s時(shí)略微減小,為9.11×10-7kg/(m2·s),但下表面沖蝕區(qū)域明顯擴(kuò)大,與出口處沖蝕區(qū)域逐漸合并。圖10(e)為流速25 m/s條件下沖蝕云圖,該流速的沖蝕最為嚴(yán)重,最大沖蝕速率為9.95×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域由出口管段下表面中部延伸至出口處。

    圖11示出了入口流速對(duì)沖蝕的影響規(guī)律,可見隨入口流速增加,漸擴(kuò)管最大沖蝕速率先增大后減小再增大,10 m/s與15 m/s沖蝕速率相同,20 m/s沖蝕速率最低但沖蝕區(qū)域最大,為保證輸送效率及減小損失,確定15 m/s時(shí)為最佳流速。

    圖11 不同流速下的最大沖蝕速率曲線Fig 11 Maximum erosion rate curve at different flow velocities

    4.3 顆粒粒徑對(duì)漸擴(kuò)管沖蝕效果的影響

    取入口流速為15 m/s,顆粒質(zhì)量流率為0.1 kg/s,顆粒粒徑分別取100、200、300、400、500 μm對(duì)漸擴(kuò)管沖蝕情況進(jìn)行綜合比較分析。

    圖12為不同沖蝕顆粒粒徑的沖蝕分布云圖。

    圖12 不同沖蝕顆粒粒徑的沖蝕分布云圖Fig 12 Erosion distribution cloud charts of different particle sizes

    如圖12(a)所示,顆粒粒徑為100 μm時(shí),最大沖蝕速率為9.15×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域主要位于漸擴(kuò)管出口管段下表面。如圖12(b)所示,顆粒粒徑為200 μm時(shí),最大沖蝕速率為9.94×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域面積減小,但新增出口管段出口處沖蝕,區(qū)域呈現(xiàn)“U”形分布。如圖12(c)所示,顆粒粒徑為300 μm時(shí),沖蝕速率減小,為9.57×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域除出口管段及出口處外,新增喉部與進(jìn)口管段相貫處。如圖12(d)所示,顆粒粒徑為400 μm時(shí),最大沖蝕速率為9.79×10-7kg/(m2·s),相比于300 μm略微增加,但沖蝕區(qū)域及形狀并未改變。如圖12(e)所示,顆粒粒徑為500 μm時(shí),最大沖蝕速率為9.61×10-7kg/(m2·s),沖蝕區(qū)域并未改變,但沖蝕面積減小。

    圖13所示為不同顆粒粒徑對(duì)沖蝕的影響規(guī)律??芍?,沖蝕速率隨粒徑的增加呈現(xiàn)先增大再減小的波浪變化。造成這一現(xiàn)象的原因是,當(dāng)粒徑較小時(shí),顆粒質(zhì)量較小,受流體湍動(dòng)強(qiáng)度影響較大,顆粒隨流體反復(fù)、多次撞擊管內(nèi)壁,因此沖蝕速率增大;隨粒徑進(jìn)一步的增大,顆粒質(zhì)量加大,部分顆粒在撞擊壁面后粘附在管道內(nèi)壁面上,形成沖擊坑的同時(shí)填充沖蝕區(qū)域,沖擊坑內(nèi)的顆粒降低了其他顆粒對(duì)管道內(nèi)壁的二次沖蝕,因此,沖蝕速率減小。隨粒徑繼續(xù)增加,自身慣性力增大,運(yùn)動(dòng)速度加快,從而使顆粒以很高的速率撞擊壁面,形成較大的沖蝕坑,因而使沖蝕速率再次增加;當(dāng)粒徑增加到一定程度時(shí),受連續(xù)相湍動(dòng)脈動(dòng)影響減弱,沖蝕速率再次出現(xiàn)下降現(xiàn)象。

    圖13 不同沖蝕顆粒粒徑下的沖蝕速率曲線Fig 13 Erosion rate curve of different particle size

    4.4 顆粒質(zhì)量流率對(duì)沖蝕磨損的影響

    顆粒體積分?jǐn)?shù)小于20%,作為離散相來處理。采用Largenge進(jìn)行軌跡跟蹤。沖蝕顆粒濃度的大小與顆粒質(zhì)量流率密切相關(guān),因此在流速15 m/s、沖蝕顆粒粒徑為200 μm條件下,選取5種不同的顆粒質(zhì)量流率進(jìn)行綜合對(duì)比分析。分析結(jié)果如圖14、15所示。

    圖14 不同顆粒質(zhì)量流率下的沖蝕速率云圖Fig 14 Erosion rate cloud charts of different particle mass flow rates

    圖15 不同顆粒質(zhì)量流率下的沖蝕速率變化曲線Fig 15 Erosion rate curve of different particle mass flow rates

    圖14為不同顆粒質(zhì)量流率下的沖蝕云圖??芍?,沖蝕速率隨顆粒質(zhì)量流率的增加逐漸增大,沖蝕速率最大值在0.5 kg/s時(shí)取得,為4.39×10-6kg/(m2·s);沖蝕區(qū)域主要集中在出口管段下表面及出口處;并且出口管段下表面呈“橢圓形”,出口處區(qū)域呈現(xiàn)“U”形對(duì)稱分布;漸擴(kuò)管道喉部沖蝕區(qū)域?yàn)椴痪鶆虻陌唿c(diǎn)狀,沖蝕速率較小。

    圖15所示為不同質(zhì)量流率下的沖蝕速率變化情況,沖蝕速率隨顆粒質(zhì)量流率的增加呈正相關(guān)關(guān)系。為研究其增長趨勢規(guī)律,運(yùn)用MATLAB進(jìn)行曲線擬合處理[20]。擬合結(jié)果如圖16所示,最大沖蝕速率隨顆粒質(zhì)量流率的增加呈現(xiàn)線性增長,且線性增長系數(shù)為1.38。

    圖16 曲線擬合結(jié)果Fig 16 Fitting results of curve

    為保證曲線擬合的準(zhǔn)確性,運(yùn)用MATLAB殘差曲線進(jìn)行準(zhǔn)確性分析,殘差曲線結(jié)果如圖17所示。

    圖17 殘差曲線Fig 17 Residual curve

    圖17中所有殘差均在0附近隨機(jī)波動(dòng),并且變化幅度在一條帶內(nèi)[21],因此,可知曲線擬合效果較好,即最大沖蝕速率與沖蝕顆粒質(zhì)量流率存在線性正相關(guān)關(guān)系。

    4.5 沖蝕影響因素對(duì)比分析

    通過不同參數(shù)條件下的漸擴(kuò)管沖蝕效果的分析,可以將沖蝕數(shù)據(jù)整理如表4所示,將入口流速、顆粒粒徑、質(zhì)量流率進(jìn)行對(duì)比分析,得到漸擴(kuò)管的沖蝕機(jī)制及主要的影響因素。根據(jù)得到的結(jié)論,在實(shí)際天然氣輸送中可采取相應(yīng)的防護(hù)措施,從而保證管道安全可靠運(yùn)行,防止事故發(fā)生。

    表4 不同參數(shù)下沖蝕速率對(duì)比分析

    從表4中可看出,入口流速從5 m/s增加到25 m/s時(shí),最大沖蝕速率呈現(xiàn)先增加后減少再增加的變化趨勢,最大沖蝕速率的最小值為9.11×10-7kg/(m2·s),最大值為9.95×10-7kg/(m2·s),變化幅度不大;沖蝕顆粒粒徑從100 μm增加到500 μm時(shí),最大沖蝕速率的最小值為9.15×10-7kg/(m2·s),最大值為9.94×10-7kg/(m2·s),變化幅度更?。活w粒質(zhì)量流率由0.1 kg/s增加到0.5 kg/s時(shí),最大沖蝕速率呈線性增加,最大沖蝕速率從9.61×10-7kg/(m2·s)增加到3.429×10-6kg/(m2·s),增加了3.5倍。通過分析可以得出,顆粒質(zhì)量流率對(duì)沖蝕效果的影響較敏感,其次為入口流速,粒徑對(duì)沖蝕效果的影響波動(dòng)較小。

    5 結(jié)論

    (1)漸擴(kuò)管應(yīng)力主要集中在出口管段內(nèi)壁面及喉部區(qū)域,最大等效應(yīng)力為58.234 MPa,最大變形位移為10.57 μm,位于擴(kuò)張管段與出口段交界處。突擴(kuò)管應(yīng)力集中在進(jìn)口管段與出口管段交界處的上壁面,最大等效應(yīng)力是漸擴(kuò)管的1.73倍,變形位移是漸擴(kuò)管的1.77倍。

    (2)漸擴(kuò)管沖蝕磨損區(qū)域主要位于出口管段,最大沖蝕速率為4.61×10-6kg/(m2·s);突擴(kuò)管沖蝕區(qū)域主要位于進(jìn)口管段,最大沖蝕速率為2.71×10-6kg/(m2·s);漸擴(kuò)管最大沖蝕速率是突擴(kuò)管的1.7倍。

    (3)隨入口流速增加,最大沖蝕速率先增大后減小,沖蝕區(qū)域主要集中在漸擴(kuò)管出口管段下表面及出口處,并且隨著流速的增加,出口管段“橢圓形”沖蝕區(qū)域逐漸增大,出口處“U”形區(qū)域逐漸減小。

    (4)隨顆粒粒徑的增加,管內(nèi)壁沖蝕速率呈現(xiàn)先上升后下降的往復(fù)波動(dòng)趨勢,但沖蝕速率變動(dòng)范圍逐漸縮小并趨于穩(wěn)定。

    (5)漸擴(kuò)管最大沖蝕速率隨顆粒質(zhì)量流率的增加呈現(xiàn)線性增長,線性增長系數(shù)為1.38,沖蝕速率最大值在0.5 kg/s時(shí)取得,為4.39×10-6kg/(m2·s)。

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