輸氣管道沖蝕磨損數值模擬研究

李 翔，李介普2,，幺 成2,，王 輝

（1. 中國特種設備檢測研究院，北京100029； 2. 中國石油大學（北京），北京102249）

截止2013年10月，我國油氣管道總歷程超過10.6萬km，形成了橫跨東西、縱貫南北、連通海外的油氣管網格局。管道運輸已經成為我國陸上油氣運輸的主要方式。在天然氣開采過程中，從氣井采出的往往是天然氣、原油以及粉塵雜質等的混合物，很少有單一存天然氣的情況。其中的固體雜質嚴重影響管道及輸送設備的安全性。雖然天然氣在采出后多經過濾設備的過濾，進入集輸管道的天然氣中依然含有一定含量的固體雜質，這些固體雜質與管壁和輸送設備發生碰撞，造成沖蝕磨損。管道沖蝕失效是石油煉制工業中經常發生的一種失效形態，是管道安全運行過程中亟待解決的熱點問題之一。

A.M.F.EI-Shabour[1]分析了氣液兩相流在三通管中壓力和速度分布，并通過實驗驗證了數值模擬研究，預測了三通管中沖蝕情況。Wood R J K[2]應用計算模型計算了沖擊速度和沖擊角對彎管的影響，到流場，并通過電阻層析成像（ERT）驗證了粒子的位置。曾涌捷[3]對天然氣管道內彎管進行了沖蝕磨損的模擬研究，發現沖蝕是導致天然氣管道彎管發生失效的主要原因之一，彎管的沖蝕比其它部件要嚴重的多。郭永華[4]采用同樣分析的方法采集了西氣東輸二線霍爾果斯段天然氣中的粉塵，通過分析粉塵樣品種粉塵的形狀和粒徑分布，對粉塵的成分進行了檢測。分析結果表明，該段天然氣中粉塵中的粒徑分布為7~15μm，同時發現，隨著粉塵量增多，管壁上起保護作用的環氧涂層脫落，管道內壁磨損加重。陳婭南[5]采用空氣負壓系統，研究了風速、磨料種類、磨料濃度和磨粒尺寸對不同材料及尺寸的彎管及標準孔板磨損率的影響。黃勇等[6]進行了含顆粒流體對三通管的磨損情況分析。許留云等[7]運用Fluent軟件中的DPM模型對含少量液滴的氣體在三通管中的沖蝕情況進行數值模擬，結果表明在速度相同的情況下，流體對三通管的沖蝕磨損作用隨著液滴含量的增加而增大；在液滴含量相同的情況下，流體對三通管的沖蝕磨損作用隨著流體入口速度的增大而增大。杜明俊等[8]建立了熱流固耦合控制方程，借助Fluent 和Ansys 軟件對多相介質流經管道彎頭進行了流場分析。丁礦等[9]基于流體分析軟件，分析了直角彎管的內部流動規律，發現直角彎管在 90°轉角和下游水平管路中存在流動分離現象。

雖然國內外學者對局部管件內的流場分布進行了大量研究，但是專門針對輸氣管道沖蝕磨損進行數值分析的研究還比較少。通過本文的研究可以得到該輸氣管道的沖蝕磨損速率，為定點腐蝕監檢測提供直接、有效的布點規劃。

1 數值模擬分析

1.1 理論模型

管道內氣體中含液滴的流動屬于典型的氣-液兩相流，其連續方程如下[5]：

湍流模型采用適合流動類型比較廣泛的 RNG k-? 模型，k-? 方程如下[5]：

式中：Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能產生；Gb是由于浮力影響引起的湍動能產生；YM為可壓縮湍動能膨脹對總的耗散率的影響；C1ε、C3ε為經驗常數，FLUENT 中默認 C1ε=1.44、C3ε=0.09；σk、σε分別為湍動能和湍動能耗散率對應的普朗特數，FLUENT 中默認值為 σk=1.0、σε=1.3。

離散相模型可以監視顆粒相在所有壁面上的磨蝕情況，其中磨蝕速率函數為[5]：

1.2 計算模型

01入口長度為管線圖紙提供的1 064 mm，02入口長度設定為1 500 mm。輸氣管線的布局如圖1所示。

圖1 管線示意圖Fig.1 Schematic diagram of The Pipeline

1.3 網格劃分

采用專用前處理軟件GAMBIT生成網格。劃分管線的網格時，忽視閥門、儀表等對管線的影響，采用古錢幣畫法對整條管線生成結構化網格，網格數目為1581488。

1.4 邊界條件

01入口邊界條件為在圓形入口截面上給定法向時均速度v=5 m/s，湍流強度為5%，水力學直徑為148.3 mm；02入口邊界為在圓形入口截面上給定法向時均速度v=2 m/s，湍流強度為5%，水力學直徑為148.3 mm。

顆粒相入口邊界條件是將01和02入口截面設為面源，作為顆粒的入射面，在圓形入射面上均勻射入，顆粒的初始速度與氣體的入射速度相同。瞬態計算時的計算時間步長為0.000 2 s。計算過程中顆粒無質量變化，無熱量傳遞。顆粒粒徑設定為單一粒徑，粒徑為0.025 mm。

顆粒注射時間設定為1.0 s，流暢模擬結束時間20.0 s開始注入，21.0 s結束注入。氣相出口邊界條件采用壓力出口（pressure-outlet），出口壓力為8.6 MPa。顆粒相出口邊界條件采用完全逃逸（escape）。

1.5 介質特性

本研究采用天然氣介質對管線進行磨損研究，天然氣的密度為 57.000 kg/m3，粘度為 1.108×10-5Pa· s。

2 模擬結果及分析

由于瞬態計算結果更為清晰，本研究僅對天然氣介質的管線進行了瞬態（30.0 s）的磨損計算。

2.1 模擬結果

圖2所示為磨損速率范圍在 0~8.35×10-8kg/(m2·s)時管線的整體磨損云圖；圖3所示為磨損最嚴重區域的局部放大圖。由磨損云圖可以看出，對于管線磨損最嚴重的區域在所標示的異徑三通前側面，其中，相貫線中心位置磨損最嚴重，磨損速率最大為 8.35 ×10-8kg/(m2·s)。

圖2 磨損速率范圍在0~8.35×10-8 kg/(m2·s)時管線的整體磨損云圖Fig.2 Stress contour diagram of the pipeline with ware rate among 0~8.35×10-8 kg/(m2·s)

圖3 磨損最嚴重區域放大顯示圖Fig.3 Enlarged diagram of the most serious area

2.2 磨損速率排序

由于管線較長，不同部位的磨損狀況相差較大，所以，通過改變磨損速率的變化范圍能夠更清楚的顯示出管線發生磨損的位置和程度。下面將不斷減小磨損速率的范圍，并且給出不同范圍內磨損最嚴重的區域的磨損云圖，以獲得管線的整體磨損情況。磨損速率的范圍分別為：0~3.00×10-8、0~1.00×10-8、0~0.50×10-8)和 0~0.35×10-8kg/(m2·s)。得到瞬態30.0 s時，磨損速率的大小，對該輸氣管線的磨損情況排序結果如圖4所示：max：3內側＞3外側、4和主管線底部＞2和6＞1和8＞5＞7：min。

圖4 管件沖蝕結果大小排序Fig.4 Erosion results diagram in a descending order

3 結 論

（1）在相同條件下，盲三通、三通和彎頭的磨損速率要高于直管，盲三通、三通和彎頭的磨損速率要根據入口流速和流向等綜合判定。對于較長直管線，由于固體顆粒的沉降，導致管線底部發生輕微磨損。

（2）管線上的兩個異徑三通的磨損狀況完全不同，分析得出的原因是，在02入口段的異徑三通處，入流交匯，僅在02入口正下方的主管線底部出現輕微磨損；與出口段連接的異徑三通處，介質流動方向發生突然轉變且管徑變小，固體顆粒對三通相貫線中心以后的部位持續磨損，所以，出現管線上磨損最嚴重的區域。

（3）對該輸氣管線的磨損情況排序，結果為：3內側＞3外側、4和主管線底部＞2和6＞1和8＞5＞7，結果將指導該管線的測厚點布置和檢測。

［1］ A.M.F EI-Shaboury, H.M.Soliman, G.E.Sims. Two-phase flow in a horizontal equal-sided impacting tee junction[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2007,33:411-431.

［2］ Wood R J K, Jones T F, Ganeshalingam J, et al. Comparison of predicted and experimental erosion estimates in slurry ducts [J].Wear, 2004, 256:937-947.

［3］曾涌捷.天然氣管道彎管沖蝕失效機理研究[J].石油與化工設備,2011,14:44-46.

［4］郭永華,劉震,王玉鳳,等.天然氣管道內粉塵物性分析方法研究[J].石油機械, 2012,40(6):101-105.

［5］陳婭南.天然氣管道材料磨損特性測試研究[J].青海石油,2006,24(1):66-71.

［6］黃勇, 施哲雄, 蔣曉東. CFD 在三通沖蝕磨損研究中的應用[J].化工裝備技術, 2005,26(1):65-67.

［7］ 許留云,李翔,李偉峰,等.三通管中氣液沖蝕磨損的數值模擬研究[J].當代化工, 2014, 43(8): 1577-1579.

［8］ 杜明俊,張振庭,張朝陽,等. 多相混輸管道90°彎管沖蝕破壞應力分析[J]. 油氣儲運, 2011, 20(6):427-430.

［9］丁礦,朱宏武, 張建華,等. 直角彎管內液固兩相流固體顆粒沖蝕磨損分析[J]. 油氣儲運, 2013, 32(2):241-246.