串聯(lián)雙彎頭氣固兩相沖蝕數(shù)值研究

趙湘陽,曹學(xué)文,曹恒廣,謝振強(qiáng),吳 超,熊 妮

(中國(guó)石油大學(xué)(華東)山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東青島 266580)

沖蝕是指高速流體攜帶固體顆粒與金屬表面發(fā)生碰撞而引起的金屬損失的現(xiàn)象。在天然氣開采中,氣流中夾雜的固體顆粒給生產(chǎn)設(shè)備和管線造成了嚴(yán)重的沖蝕損壞,這不僅會(huì)限制氣田的生產(chǎn),還給人員和環(huán)境帶來了嚴(yán)重威脅。在工業(yè)流程中,彎頭、三通以及閥門等都是常見的過流部件。這些部件由于流體流向的突然改變非常容易受到?jīng)_蝕損傷。研究表明固體顆粒對(duì)彎管的沖蝕損傷可達(dá)直管的50倍[1]。因此彎頭處的沖蝕預(yù)測(cè)至關(guān)重要,而通過試驗(yàn)研究是最直接的研究方法。此外CFD的方法也被廣泛應(yīng)用于沖蝕研究。Chen等[2]研究了顆粒-壁面碰撞反彈模型對(duì)彎頭和盲三通內(nèi)侵蝕形貌和顆粒軌跡的影響,發(fā)現(xiàn)在彎頭處出現(xiàn)了V形沖蝕形貌。Pereira等[3]認(rèn)為V形沖蝕形貌主要是由小尺寸顆粒與彎頭壁面發(fā)生滑動(dòng)摩擦導(dǎo)致的。Laìn等[4]將歐拉-拉格朗日方法與Oka[5]沖蝕模型相結(jié)合研究了表面粗糙度對(duì)侵蝕速率與侵蝕形貌的影響,結(jié)果表明表面粗糙度增加降低了沖蝕速率,V形沖蝕形貌也隨之消失。于飛等[6]采用CFD-DPM的方法研究了彎頭在不同曲率半徑、角度和截面形狀等因素下的氣固兩相沖蝕,并提出了減小沖蝕的彎頭結(jié)構(gòu)參數(shù)。彭文山等[7]基于歐拉-拉格朗日方法,根據(jù)彎管內(nèi)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡推導(dǎo)了最大沖蝕位置的預(yù)測(cè)方程。目前大多數(shù)研究都集中在單個(gè)彎頭的沖蝕行為。而在實(shí)際的工業(yè)流程中,串聯(lián)彎頭的情況比較常見。對(duì)于單個(gè)彎頭的沖蝕,大多數(shù)研究中認(rèn)為流動(dòng)在進(jìn)入彎頭前會(huì)充分發(fā)展,而對(duì)于串聯(lián)彎頭來說,彎頭之間的距離可能會(huì)很短,顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡與單個(gè)彎頭情況有較大的差異,因而串聯(lián)彎頭的沖蝕行為和單個(gè)彎頭有很大不同。Kumar等[8]對(duì)連續(xù)3個(gè)彎頭進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明彎頭1的侵蝕速率要比彎頭2和彎頭3的高。彎頭1的沖蝕區(qū)域更加集中,而彎頭2和3的沖蝕分布更加均勻。Felten[9]采用CFD方法研究了兩個(gè)標(biāo)準(zhǔn)彎頭之間的距離和角度對(duì)彎頭沖蝕的影響。Asgharpour等[10]利用超聲測(cè)厚技術(shù)研究了兩個(gè)距離為10D的標(biāo)準(zhǔn)彎頭的沖蝕。結(jié)果表明,第一個(gè)彎頭的侵蝕速率要高于第二個(gè)彎頭,兩個(gè)彎頭的侵蝕形貌也有所不同。Xie等[11]建立了CFD模型研究了兩個(gè)串聯(lián)彎頭之間的連接距離和彎頭曲率半徑對(duì)侵蝕行為的影響,并利用St數(shù)和Dean數(shù)研究了顆粒的運(yùn)動(dòng)。Deng等[12]通過試驗(yàn)研究了4個(gè)連續(xù)彎頭的沖蝕,結(jié)果表明彎頭的彎曲方向?qū)Υ┐厅c(diǎn)的影響最大。但是Deng等[12]所采用的流動(dòng)環(huán)路中兩個(gè)連續(xù)彎頭的最短距離大于300倍管徑,因此忽視了兩個(gè)連續(xù)彎頭之間潛在的相互影響[13]。在天然氣集輸中,串聯(lián)彎頭的情況十分常見。由于串聯(lián)彎頭沖蝕特性的復(fù)雜性,目前對(duì)串聯(lián)彎頭的研究還不夠深入,尚未形成普遍適用的串聯(lián)彎頭沖蝕機(jī)制。筆者針對(duì)一種串聯(lián)雙彎頭的形式進(jìn)行研究。通過CFD-DPM方法研究彎頭連接長(zhǎng)度、顆粒直徑、氣體速度以及彎曲半徑對(duì)彎頭沖蝕的影響,分析不同因素下兩個(gè)彎頭沖蝕行為的差異以及彎頭之間的相互影響。

1 計(jì)算模型

1.1 連續(xù)相模型

流體運(yùn)動(dòng)受到質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒以及能量守恒三大定律控制,不涉及溫度變化,因此連續(xù)相流體的控制方程由質(zhì)量守恒方程與N-S方程組成:

(1)

(2)

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型具有較好的計(jì)算精度與數(shù)值穩(wěn)定性[14],因此湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

1.2 離散相模型

基于拉格朗日坐標(biāo)系,不考慮顆粒間的相互碰撞。根據(jù)牛頓第二定律,顆粒運(yùn)動(dòng)的控制方程為

(3)

式中,mp為顆粒質(zhì)量,kg;u為流體速度,m/s;up為顆粒速度,m/s;mp(u-up)/τy為拖曳力,N;mpg(ρp-ρ)/ρp為浮力,N;Fp為附加力包括壓力梯度力、虛擬質(zhì)量力以及Saffman升力,N;τy為顆粒松弛時(shí)間,s。

離散相的湍流耗散通過隨機(jī)游走模型(DRW)描述。

1.3 顆粒-壁面碰撞恢復(fù)模型

顆粒與壁面碰撞后發(fā)生能量轉(zhuǎn)移與損失,顆粒的反彈速度低于入射速度。為了準(zhǔn)確預(yù)測(cè)顆粒軌跡,采用Forder等[15]提出的顆粒-壁面碰撞恢復(fù)模型,表示為

en=0.988-0.78θ+0.19θ2-0.02θ3+0.027θ4,

(4)

et=1-0.78θ+0.85θ2-0.21θ3+0.028θ4-0.022θ5.

(5)

式中，en和et分別為法向和切向恢復(fù)系數(shù);θ為碰撞角,rad。

1.4 沖蝕模型

影響沖蝕的因素有很多,包括流體因素、顆粒自身性質(zhì)、流道幾何特性以及顆粒運(yùn)動(dòng)參數(shù)等[16]。Tulsa大學(xué)沖蝕/腐蝕研究中心(E/CRC)通過研究顆粒在不同入射角度和不同形狀下的顆粒沖蝕特性,提出一個(gè)用來預(yù)測(cè)沖蝕的模型,該模型被廣泛應(yīng)用于CFD沖蝕預(yù)測(cè)。Zhang等[17]給出的沖蝕模型為

(6)

其中

式中,vER為沖蝕速率;BH為材料的布氏硬度;FS為顆粒的形狀系數(shù),對(duì)于尖角顆粒,FS=1,對(duì)于半球形顆粒,FS=0.53,而對(duì)于球形顆粒,FS=0.2;F(α)為碰撞角度函數(shù);α為碰撞角,rad;Ri為多項(xiàng)式系數(shù)。對(duì)于鋼材,K=2.17×10-7。

2 模型建立及驗(yàn)證

2.1 幾何與網(wǎng)格

圖1(a)為串聯(lián)彎頭的幾何結(jié)構(gòu),管路直徑D為50 mm。為保證流動(dòng)充分發(fā)展,上游直管段長(zhǎng)度設(shè)為20D,下游直管段設(shè)為10D。圖1(b)為數(shù)值模擬中使用的三維計(jì)算網(wǎng)格(L=5D),網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格,由于在管壁附近的邊界層內(nèi)速度梯度較高,因此需要對(duì)近壁面區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行逐步細(xì)化。進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到202 095時(shí),彎頭1的沖蝕速率基本不再變化。綜合考慮網(wǎng)格獨(dú)立性與計(jì)算成本,使用的網(wǎng)格數(shù)為202 095。

圖1 模擬所用計(jì)算幾何與網(wǎng)格Fig.1 Computational geometry and grid used in simulation

2.2 邊界條件與離散格式

管道入口設(shè)為速度入口邊界,出口設(shè)為自由流出邊界,壁面為無滑移邊界條件。壓力和速度耦合采用易于收斂且穩(wěn)定性較好的Simple算法。壓力項(xiàng)采用二階離散格式,對(duì)流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)離散格式。所采用的計(jì)算收斂標(biāo)準(zhǔn)均設(shè)置為殘差小于10-5。顆粒在管道入口與氣體以相同的速度均勻注入,質(zhì)量流量為0.005 kg/s。進(jìn)出口采用逃逸(Escape)條件,壁面采用反彈(Reflect)條件。在模擬中共有40 500個(gè)顆粒被跟蹤。

2.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

為了保證數(shù)值計(jì)算可靠性,必須驗(yàn)證所選模型的可靠性。將采用上述數(shù)值算法模擬得到的速度分布與Sudeo等[18]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,以檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型對(duì)流場(chǎng)模擬的準(zhǔn)確性;并將模擬得到的沖蝕速率分布與Eyler[19]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比以檢驗(yàn)沖蝕模型的適用性。

2.3.1 湍流模型驗(yàn)證

Sudeo等[18]通過試驗(yàn)對(duì)直徑為104 mm、彎徑比為2的彎頭流場(chǎng)進(jìn)行了研究,得到了彎頭不同位置處的速度分布。在試驗(yàn)中,管道入口的空氣速度為8.7 m/s。為了準(zhǔn)確進(jìn)行顆粒跟蹤,必須對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行精確計(jì)算。采用上述數(shù)值算法進(jìn)行模擬,模擬工況與Sudeo等[18]的試驗(yàn)工況相同。對(duì)模擬得到的流場(chǎng)進(jìn)行驗(yàn)證,驗(yàn)證選取上下游距離出入口為1D的兩個(gè)截面(Z/D=-1、Z/D=1)以及彎頭進(jìn)出口兩個(gè)截面(φ=0°、φ=90°)的速度進(jìn)行對(duì)比。圖2為模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,其中u為不同位置處的速度,u0為入口處的平均速度。由圖2可知,速度預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型具有足夠的精度,可以滿足需求。

2.3.2 沖蝕模型驗(yàn)證

采用E/CRC沖蝕模型進(jìn)行研究。選取Eyler[19]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。試驗(yàn)管路的直徑為41 mm,彎頭的彎徑比為3.25,空氣流速為25.24 m/s。對(duì)比彎頭外拱中心線上沖蝕速率,如圖3所示。由圖3可見,模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有良好的一致性,模型能夠較好地預(yù)測(cè)彎管沖蝕磨損的趨勢(shì)。采用E/CRC沖蝕模型進(jìn)行沖蝕預(yù)測(cè)是可行的。

經(jīng)過驗(yàn)證,采用上述數(shù)值算法進(jìn)行沖蝕研究是可行的。采用上述數(shù)值算法進(jìn)行模擬研究,主要的研究工況如表1所示。

圖2 模擬速度與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.2 Comparison of flow velocities between simulation and experimental results

圖3 彎管沖蝕速率預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison between predicted and experimental erosion rate of elbow

表1 研究工況Table 1 Cases in this study

3 結(jié)果討論

3.1 顆粒粒徑影響

不同因素對(duì)彎頭沖蝕的影響如圖4所示。由圖4(a)可知,在不同的顆粒直徑下,彎頭1的沖蝕速率始終大于彎頭2。隨著顆粒尺寸增大,彎頭1處的沖蝕速率略有上升,這是因?yàn)椴煌睆降念w粒以相同的速度從入口進(jìn)入,大尺寸顆粒碰撞壁面的動(dòng)能較大,因此造成的沖蝕損傷越大。與彎頭1不同,彎頭2處的沖蝕速率隨著顆粒直徑增大而明顯減小,大尺寸顆粒造成的沖蝕損傷反而較小。通過用戶自定義函數(shù)提取不同直徑顆粒在彎頭2最大沖蝕位置處的碰撞信息如圖5所示。由圖5可知,隨著顆粒直徑增大,顆粒在彎頭2處的碰撞速度逐漸減小。

彎頭2處不同直徑顆粒在速度上的差異可以用斯托克斯數(shù)來解釋。斯托克斯數(shù)St表示固體顆粒松弛時(shí)間與流體特征時(shí)間的比值,它反映了固體顆粒慣性力和曳力的關(guān)系,是反映顆粒曲線運(yùn)動(dòng)的無量綱數(shù)，表示為

(7)

式中,ρp為顆粒密度,kg/m3;dp為顆粒直徑,m;u為流體速度,m/s;μ為流體黏度,Pa·s;D為管道直徑,m。

當(dāng)St<1時(shí),流體對(duì)顆粒的攜帶性較好;當(dāng)St?1時(shí),流體對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響較小。

根據(jù)公式(7),直徑50 μm顆粒在入口流動(dòng)條件下的斯托克斯數(shù)為12,隨著顆粒直徑增大,斯托克斯數(shù)迅速增大;當(dāng)顆粒直徑為100 μm時(shí)斯托克斯數(shù)達(dá)到111。隨著顆粒直徑增大,固體顆粒對(duì)周圍氣體的跟隨性逐漸減小,顆粒不容易被氣體攜帶。在彎頭1處,顆粒由于碰撞損失了動(dòng)能,而氣體對(duì)大尺寸顆粒的攜帶性較差,大尺寸顆粒難以被氣體攜帶而加速,因此在彎頭2處,大尺寸顆粒的沖蝕速率反而會(huì)較小。

顆粒直徑為50 μm時(shí)彎頭的沖蝕形貌如圖6所示。由圖6可以看出,彎頭1和彎頭2處均出現(xiàn)了V形沖蝕形貌,這與Peng等[20]的研究結(jié)果類似。V形沖蝕形貌是由彎頭處特殊的顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡造成的。圖7為顆粒在彎頭2處的運(yùn)動(dòng)軌跡。由圖7可知,矩形區(qū)域?yàn)榈谝淮闻鲎矃^(qū)域,橢圓形區(qū)域?yàn)榈诙闻鲎矃^(qū)域,顆粒在第一次碰撞后沿著箭頭方向反彈,在橢圓形區(qū)域內(nèi)發(fā)生二次碰撞造成了V形沖蝕形貌。但Pereira等[3]認(rèn)為V形沖蝕形貌是由速度較小的顆粒滑動(dòng)摩擦造成的。但根據(jù)所用的沖蝕模型,顆粒在低速度和低角度下無法對(duì)管壁造成較大的沖蝕損害,因此V形沖蝕形貌是由二次碰撞造成的。

圖4 不同因素對(duì)彎頭沖蝕速率的影響Fig.4 Influence of different factor on erosion rate of elbows

圖5 彎頭2最大沖蝕位置處不同直徑顆粒碰撞速度Fig.5 Impact velocity of particles at the maximum erosion position of elbow 2 under different particle diameters

與此同時(shí),在彎頭2沖蝕區(qū)域前端出現(xiàn)了U形沖蝕形貌,這與彎頭1有所不同。如圖6所示,進(jìn)入彎頭1的顆粒分布均勻,方向一致,侵蝕模式與單個(gè)彎頭的情況類似。由于在上游彎頭1處發(fā)生了碰撞,進(jìn)入到彎頭2的顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡發(fā)生了偏轉(zhuǎn),因此在沖蝕區(qū)域的前端出現(xiàn)了特殊的侵蝕形貌。除此之外,從彎頭1處的顆粒軌跡中可以發(fā)現(xiàn),藍(lán)色的軌跡為低速顆粒以滑動(dòng)方式通過彎頭,其滑動(dòng)軌跡與V形沖蝕形貌的位置并不能對(duì)應(yīng),因而V形沖蝕形貌并不是由低速顆?；瑒?dòng)摩擦造成的。

圖6 50 μm顆粒沖蝕形貌及顆粒軌跡Fig.6 Erosion pattern and trajectory of 50 μm particle

圖7 彎頭2處50 μm顆粒軌跡Fig.7 50 μm particles trajectory at elbow 2

3.2 氣體速度影響

如圖4(b)所示,彎頭1和彎頭2處的沖蝕速率隨著氣體速度的增加而增加。這是因?yàn)轭w粒碰撞時(shí)的動(dòng)能隨著速度的增加而增加,造成的沖蝕損傷也更大。在不同的氣體速度下,最大沖蝕位置始終位于彎頭1。

圖8為不同氣體速度下彎頭的沖蝕形貌。

圖8 不同氣體速度下彎頭1和2處沖蝕形貌Fig.8 Erosion pattern at elbows 1 and 2 under different gas velocity

由圖8可知,當(dāng)氣體速度較小時(shí),彎頭1處的V形沖蝕形貌并不明顯,這是因?yàn)閂形沖蝕形貌主要是由顆粒二次碰撞導(dǎo)致的;當(dāng)速度較低時(shí),二次碰撞無法造成較大的沖蝕損傷,因此隨著氣體速度增加,V形沖蝕形貌逐漸形成。與此同時(shí),隨著氣體速度增加,顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡發(fā)生了變化,彎頭2沖蝕區(qū)域前端的U型沖蝕形貌也逐漸閉合。

3.3 連接管長(zhǎng)度影響

圖4(c)為彎頭1和2在不同連接管長(zhǎng)度下的沖蝕速率。由圖4(c)可知,隨著連接管長(zhǎng)度增加,彎頭1處的沖蝕速率基本不變,而彎頭2處的沖蝕速率逐漸減小。

圖9為顆粒在彎頭2處的顆粒軌跡。由圖9可知,隨著連接管長(zhǎng)度增加,彎頭出口處藍(lán)色的顆粒軌跡逐漸稠密,這意味著有更多的顆粒以較低的速度滑動(dòng)通過彎頭,發(fā)生直接碰撞的顆粒數(shù)目減少;而滑動(dòng)摩擦無法對(duì)彎頭造成較大的沖蝕損傷,因此彎頭2處的沖蝕速率逐漸減小。

圖9 不同連接管長(zhǎng)度下彎頭2處顆粒軌跡Fig.9 Particles trajectory at elbow 2 under different connection length

不同連接管長(zhǎng)度下彎頭的沖蝕形貌如圖10所示,彎頭1的沖蝕形貌基本不變。由圖10可知,隨著連接管長(zhǎng)度L增加,有更多的顆粒以滑動(dòng)摩擦的方式通過彎頭2,與彎管發(fā)生兩次碰撞的顆粒減少,因此彎頭2處的沖蝕速率逐漸降低,沖蝕區(qū)域的面積隨之減小,V形沖蝕形貌也逐漸消失。在Xie等[11]的研究中,兩個(gè)串聯(lián)彎頭的安裝方向與本文有所不同,但與本文的研究結(jié)論類似,隨著連接管長(zhǎng)度增加,彎頭1的沖蝕基本沒有變化,而彎頭2的沖蝕速率與沖蝕形貌均發(fā)生了很大的改變。

圖10 不同連接管長(zhǎng)度下彎頭1和2處沖蝕形貌Fig.10 Erosion patterns at elbows 1 and 2 under different connection length

3.4 彎曲半徑影響

彎頭在不同彎曲半徑下的沖蝕速率如圖4(d)所示。由圖4(d)可知,隨著曲率半徑增大,彎頭1的沖蝕速率減小,這與單個(gè)彎頭的沖蝕情況類似。彎頭1和2處顆粒的碰撞信息如圖11所示。

圖11 彎頭1和2處顆粒碰撞信息Fig.11 Impingement information of particles at elbows 1 and 2

由圖11(a)可知,隨著曲率半徑增大,顆粒與彎管的碰撞面積增大,因此單位面積上顆粒碰撞次數(shù)隨之減小。圖12為不同曲率半徑下顆粒碰撞軌跡。圖13為不同曲率井徑下彎頭1和2處沖蝕形貌。

圖12 不同曲率半徑下顆粒碰撞軌跡Fig.12 Particles trajectory under different curvature of elbow

由圖12可知,同一位置處入射的顆粒在大曲率半徑下的碰撞角度較小,隨著曲率半徑增大,顆粒的碰撞角度逐漸減小。與此同時(shí)顆粒會(huì)隨著氣體而加速,隨著曲率半徑增大,彎頭長(zhǎng)度會(huì)延長(zhǎng),因此顆粒的碰撞速度有所增加。

圖13 不同曲率半徑下彎頭1和2處沖蝕形貌Fig.13 Erosion pattern at elbows 1 and 2 under different radius of curvature

由11(b)可知,與彎頭1有所不同,隨著曲率半徑增大,彎頭2處的碰撞角度先增加后有所減小,這是因?yàn)轭w粒在彎頭1處發(fā)生了碰撞,顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡發(fā)生了偏轉(zhuǎn),顆粒的分布也與彎頭1處有很大不同,因此彎頭2處的沖蝕情況與彎頭1有很大不同。由圖4(d)可知,隨著曲率半徑增大,彎頭2處的沖蝕速率先增大后減小,因此存在一個(gè)臨界值2.5D,當(dāng)曲率半徑超過2.5D時(shí),彎頭1和2的沖蝕速率均會(huì)隨著曲率半徑增大而減小?？梢酝ㄟ^增大曲率半徑方式降低彎頭1和2處的沖蝕速率,在實(shí)際工程中存在一個(gè)經(jīng)濟(jì)彎徑比[21]。

如圖12所示,當(dāng)彎頭的曲率半徑較小時(shí),顆粒P在點(diǎn)a發(fā)生第一次碰撞后直接進(jìn)入下游直管段而沒有發(fā)生第二次碰撞。當(dāng)彎頭曲率半徑較大時(shí),顆粒P在a′處發(fā)生第一次碰撞后在b′處發(fā)生第二次碰撞。當(dāng)彎頭的曲率半徑增大時(shí),彎頭的軸向長(zhǎng)度也相應(yīng)增加,更多的顆粒有機(jī)會(huì)發(fā)生第二次碰撞,第二次碰撞的區(qū)域也相應(yīng)延長(zhǎng),并在彎頭出口處閉合形成了閉合環(huán)。因此V型沖蝕形貌同樣是顆粒的二次碰撞造成的。由圖13可知,隨著曲率半徑增大,V形沖蝕形貌逐漸演變成閉合環(huán)。Zahedi等[22]在研究中發(fā)現(xiàn),當(dāng)曲率半徑為5D時(shí),在彎頭處出現(xiàn)了類似的沖蝕形貌,但在文中并未對(duì)閉合環(huán)的形成進(jìn)行解釋。

4 結(jié) 論

(1)在彎頭1處大顆粒造成的沖蝕更嚴(yán)重,而在彎頭2處小顆粒造成的沖蝕更嚴(yán)重。這是因?yàn)轭w粒在彎頭1處發(fā)生碰撞而速度下降,而氣體對(duì)小顆粒的攜帶性更好,因而小顆粒在彎頭2處碰撞速度更高。由于顆粒的二次碰撞,彎頭處出現(xiàn)了V形沖蝕形貌。

(2)隨著流速增大,彎頭1和2處的沖蝕速率逐漸增大,彎頭1的沖蝕速率始終高于彎頭2。當(dāng)速度較低時(shí),顆粒二次碰撞無法造成較大的沖蝕損傷,V形沖蝕形貌并不明顯。

(3)隨著連接管長(zhǎng)度增加,彎頭2處有更多的顆粒以滑動(dòng)摩擦的方式通過彎頭,而發(fā)生直接碰撞的顆粒數(shù)目減少,彎頭2的沖蝕速率逐漸減小。

(4)隨著曲率半徑增大,彎頭1的侵蝕速率不斷降低而彎頭2處的侵蝕速率先增大后減小。存在一個(gè)臨界值2.5D,彎曲半徑超過臨界值,彎頭1和2的侵蝕速率均會(huì)隨著彎曲半徑的增大而減小。與此同時(shí),隨著曲率半徑增大,V形沖蝕形貌逐漸演變成閉合環(huán)。