彭文山 曹學(xué)文中國石油大學(xué)(華東)儲運與建筑工程學(xué)院
彭文山等.基于氣—固雙向耦合的輸氣管道最大沖蝕角度預(yù)測.天然氣工業(yè),2016,36(2):110-118.
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基于氣—固雙向耦合的輸氣管道最大沖蝕角度預(yù)測
彭文山 曹學(xué)文
中國石油大學(xué)(華東)儲運與建筑工程學(xué)院
彭文山等.基于氣—固雙向耦合的輸氣管道最大沖蝕角度預(yù)測.天然氣工業(yè),2016,36(2):110-118.
摘 要彎管作為氣田集輸管道輸送系統(tǒng)中的常用組件,極易受到固體顆粒對管壁的沖蝕破壞。為了研究輸氣管道的沖蝕規(guī)律、預(yù)測彎管最大沖蝕位置,采用Eulerian-Lagrangian方法計算了管內(nèi)氣、固兩相的流動情況,在Eulerian坐標系下求解氣體連續(xù)相流場,在Lagrangian坐標系下求解顆粒離散相運動軌跡,利用Erosion/Corrosion Research Center(E/CRC)沖蝕模型以及Grant和Tabakoff顆?!诿媾鲎材P陀嬎愎鼙跊_蝕速率。數(shù)值計算過程中考慮了氣、固兩相之間的雙向耦合作用,利用多種模型研究了在不同彎徑比及顆粒直徑影響下的彎管沖蝕規(guī)律、顆粒運動軌跡及彎管最大沖蝕角度,并提出最大沖蝕位置預(yù)測方程。研究結(jié)果表明:①固體顆粒對彎管的沖蝕存在著臨界直徑,在顆粒臨界直徑前后的沖蝕規(guī)律明顯不同;②固體顆粒直接碰撞和滑動碰撞共同作用導(dǎo)致彎管出現(xiàn)不同的沖蝕形貌,并影響最大沖蝕速率的出現(xiàn)位置;③根據(jù)臨界顆粒直徑以及管道中顆粒運動軌跡提出的沖蝕最嚴重位置預(yù)測方程能很好地預(yù)測彎頭處最大沖蝕角度,可以為輸氣管道沖蝕預(yù)測提供參考。
關(guān)鍵詞輸氣管道固體顆粒管壁沖蝕彎管氣—固雙向耦合沖蝕速率顆粒運動軌跡臨界直徑?jīng)_蝕預(yù)測
氣田集輸管道中固體顆粒對管壁的沖蝕不僅會造成設(shè)備部件的破壞,而且有可能導(dǎo)致重大危險事故。在油氣生產(chǎn)過程中,隨著油氣田開采深度增加以及開發(fā)時間加長,井中出砂量越來越多,油氣集輸是一個連續(xù)的過程,砂粒經(jīng)過長時間碰撞管道內(nèi)壁、彎頭、閥門等管道部件,最終有可能對管道系統(tǒng)造成侵蝕破壞[1],進而導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟損失。因此,研究管道在不同因素影響下的沖蝕規(guī)律以及固體顆粒在管道中的運動規(guī)律進而預(yù)測管道最易發(fā)生沖蝕破壞的位置意義重大。
氣固兩相流沖蝕是一個較為復(fù)雜的過程,Meng 和Ludema[2]研究發(fā)現(xiàn)影響沖蝕大小的主要參數(shù)就有33個之多,而國內(nèi)外學(xué)者根據(jù)特定機理或?qū)嶒灨翘岢隽舜罅康臎_蝕模型[2-9]。在氣固兩相流彎管沖蝕方面,國內(nèi)外學(xué)者的研究主要集中在不同沖蝕參數(shù)條件下彎管的沖蝕速率分析[10-12]、彎管內(nèi)固體顆粒軌跡[13]以及彎管抗沖蝕優(yōu)化[14]方面,采用的方法大多是借助某一特定的沖蝕模型對有限的參數(shù)變化導(dǎo)致的沖蝕規(guī)律進行研究,而在模型選擇及沖蝕位置預(yù)測方面則研究不足。研究發(fā)現(xiàn)[15-18],對于彎管彎頭這一常用管道部件,其沖蝕最嚴重部位主要出現(xiàn)在彎頭最外側(cè),且彎頭處的沖蝕失效概率遠大于普通直管段,彎頭沖蝕速率超過直管段沖蝕速率的50倍,而對于彎頭最大沖蝕角度預(yù)測僅有極少數(shù)學(xué)者進行了研究。El-Behery等[19]假定了不同直徑顆粒與彎管發(fā)生碰撞的位置,提出一個彎管的沖蝕規(guī)律得到最大沖蝕位置預(yù)測方程,并不能明確反映出管內(nèi)固體顆粒軌跡與沖蝕的直接關(guān)系,預(yù)測方程也與實驗結(jié)果存在較大誤差。Bourgoyne Jr[15]根據(jù)實驗結(jié)果擬合出預(yù)測方程,結(jié)果具有很大的局限性。另外對于管道沖蝕數(shù)值計算方面大多數(shù)學(xué)者采用的是單向耦合,即不考慮固體顆粒對于氣相的作用,這種方法對于固體顆粒體積分數(shù)較小的兩相流動計算結(jié)果尚可,但是對于非特別稀疏顆粒流動則存在較大誤差。鑒于以上原因,筆者考慮了氣、固兩相之間的雙向耦合選取最優(yōu)模型研究了顆粒直徑和彎徑比與最大沖蝕角度之間的關(guān)系,首次提出顆粒直接碰撞模型與滑動碰撞模型,分析了顆粒運動軌跡與沖蝕發(fā)生位置之間的關(guān)系,并基于Eulerian-Lagrangian方法,根據(jù)固體顆粒在彎管中的運動軌跡推導(dǎo)出彎頭最大沖蝕位置的預(yù)測方程,并與實驗進行對比驗證了公式的準確性,以期為管道彎頭的沖蝕預(yù)測提供參考。
1.1模型選擇
管道內(nèi)為氣、固兩相流,連續(xù)相為氣體,由于計算涉及的固體顆粒體積分數(shù)較小,對于固體顆粒采用離散相模型(DPM)進行計算。對于固體顆粒沖蝕過程的數(shù)值計算主要分為:流場分析、顆粒追蹤以及沖蝕計算。由于Eulerian-Lagrangian方法在求解離散相固體顆粒軌跡時獨特的優(yōu)越性[20],采用Eulerian-Lagrangian方法,在Eulerian坐標系下求解Navier-Stokes方程得到氣體連續(xù)相流場,在Lagrangian坐標系下對離散相顆粒進行顆粒軌跡計算。由于連續(xù)相運動會影響顆粒的運動狀態(tài),而顆粒的運動同樣也反作用于連續(xù)相流場。因此計算過程中考慮連續(xù)相—離散相雙向耦合作用。鑒于標準模型具有適用范圍廣、精度高的優(yōu)點,故數(shù)值模擬采用標準湍流模型。
1.2連續(xù)相控制方程
1.2.1氣相控制方程
式中ρ表示連續(xù)相氣體密度,kg/m3;t表示時間,s;是瞬時速度矢量,m/s;p表示壓力,Pa;表示應(yīng)力張量;表示重力,N;表示顆粒相對連續(xù)相作用的附加源項。
式中μ表示黏度,Pa·s;I 表示單位張量。
1.2.2湍流方程
其中式中Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項;vi表示平均速度,m/s;k表示湍流動能,J;ε表示湍動能耗散率,W/m3;xi、xj表示空間坐標,m,i≠j;σk表示 k 方程的湍流Prandtl數(shù),取為1.0;σε表示ε方程的湍流Prandtl數(shù),取為1.3;μt表示湍流黏度,Pa·s;Sk、Sε表示源項;C1ε=1.44、C2ε=1.92、Cμ=0.09,分別表示經(jīng)驗常數(shù)。
1.3離散相控制方程
顆粒軌跡的求解是通過積分Lagrangian坐標系下顆粒的運動方程得到的。在求解顆粒運動軌跡及沖蝕速率時,假定:①入射顆粒相互獨立,不考慮顆粒之間的碰撞作用以及顆粒的破碎;②不考慮顆粒碰撞造成的管道變形。固體顆粒在兩相流中受到繞流阻力、重力、附加質(zhì)量力、壓力梯度力等作用力,固體顆粒的受力方程為:
式中vf表示液相速度;vp表示沙粒速度;ρp表示沙粒密度;dp表示沙粒直徑;Res表示相對雷諾數(shù);CD表示曳力系數(shù);gy表示y軸方向的重力加速度;Fy表示y軸方向的其他作用力,包括虛擬質(zhì)量力、壓力梯度力等;在一定雷諾數(shù)范圍內(nèi),對于球形顆粒,a1、a2、a3是常數(shù),具體取值見本文參考文獻[21]。
1.4沖蝕模型
1.4.1E/CRC沖蝕模型
E/CRC沖蝕模型[22]是由Tulsa大學(xué)的Erosion/Corrosion Research Center提出,Zhang等[5]給出了模型形式:
式中ER表示沖蝕速率,kg/(m2·s);C表示常數(shù),為2.17×10-7;n表示速度指數(shù),為2.41;BH表示管壁材料的布氏硬度,MPa;Fs表示顆粒形狀系數(shù),對尖銳顆粒取1.0,對完全球形的顆粒取0.2,介于兩者之間取0.53;vp表示顆粒撞擊管壁材料的速度,m/s;θ表示顆粒撞擊管壁的角度;F(θ)表示實驗數(shù)據(jù)擬合出沖擊角函數(shù)。
1.4.2Oka 沖蝕模型
廣島大學(xué)Oka等[6-7]基于大量顆粒沖擊靶材的實驗數(shù)據(jù)提出了全新的顆粒侵蝕公式:
式中ρw表示管材密度,kg/m3;Hv表示靶材的維氏硬度值,GPa;V ' 表示參考碰撞速度,m/s;d 和d '分別表示顆粒粒徑以及參考顆粒粒徑,μm;對于砂粒,常數(shù)k、k1、k2、k3、n1、n2、V ' 以及d '的取值見表1。該算法較為全面的考慮了顆粒粒徑、顆粒材料、管材性質(zhì)對沖蝕的影響,能夠計算不同顆粒對各種不同材料管道的沖蝕效果。
表1 Oka沖蝕模型中參數(shù)取值表
1.4.3Neilson and Gilchrist沖蝕模型
Neilson 和 Gilchrist[8]在1968年實驗分析了顆粒形狀、顆粒速度、碰撞角以及影響顆粒沉積的因素,提出了如下模型:
式中θ0表示轉(zhuǎn)折角,一般取π/4;εC表示切削系數(shù),取為3.332×107;εD表示變形系數(shù),取7.742×107。
1.4.4Menguturk and Sverdrup 沖蝕模型
Menguturk和Sverdrup[9]提出一個是用于碳鋼材料的經(jīng)驗?zāi)P?,模型形式為?/p>
式中θ0一般取22.7 π/180。
2.1管道基本參數(shù)
輸氣管道取一段彎管為研究對象,模型由3部分組成,分別是進口段、彎頭、出口段。管道初始管徑為40 mm,密度為7 800 kg/m3,為了使管內(nèi)流動充分發(fā)展,上下游管路長度均取為18D。入口速度為20 m/s,從水平直管入口流入,從豎直向上直管流出,離散相砂粒密度為2 650 kg/m3,砂粒的質(zhì)量流速為0.2 kg/s,重力方向沿Y軸負方向。
2.2網(wǎng)格劃分
初步計算模型內(nèi)部為湍流流動,湍流流體質(zhì)點的不規(guī)則運動造成質(zhì)點在主運動之外還有附加的脈動。因此需要較為精確地網(wǎng)格劃分。彎管3D模型網(wǎng)格劃分分為2步:面網(wǎng)格和體網(wǎng)格。為考慮管道近壁處黏性底層的影響,劃分時對邊界層部分的網(wǎng)格進行了細化,所有管道內(nèi)壁附近增加8層邊界層網(wǎng)格以提高計算精度,其他部分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格處理,彎管橫截面網(wǎng)格劃分如圖1所示。
圖1 彎管計算區(qū)域的幾何模型及網(wǎng)格劃分圖
2.3邊界條件
離散相:DPM模型中進口和出口處采用逃逸(Escape)條件,壁面采用反彈(Reflect)條件,顆粒相的射流采用面射流源,從進口邊界面上拋撒慣性顆粒,顆粒的初始速度與流體進口速度相同。由于流場中固體顆粒的濃度較小,連續(xù)相的流體速度較大,連續(xù)相和離散相之間具有較大的密度差,且固液流場的溫度為常溫。因此固體顆粒受到的虛擬質(zhì)量力、流場的壓力梯度引發(fā)的壓力梯度力等作用力一并不予考慮[23]。
固體顆粒與壁面發(fā)生碰撞時存在能量的轉(zhuǎn)移和損失,主要表現(xiàn)在碰撞前后速度分量的變化。通常以碰撞前后速度分量的比值衡量能量的損失情況,并將該比值定義為恢復(fù)系數(shù)。數(shù)值計算時將較為常用的Grant和Tabakoff[23]恢復(fù)系數(shù)導(dǎo)入計算程序,其形式為:
式中下角標T 和N 分別代表切向和法向方向。
2.4數(shù)值算法
動量、湍動能的離散均采用二階迎風格式,固體顆粒采用DPM模型,壓力速度耦合采用SIMPLE算法,沖蝕速率的計算是通過編寫相關(guān)沖蝕模型程序?qū)氲杰浖杏嬎愕玫?。離散相采用雙相耦合計算,計算開始前打開離散相模型加入離散相粒子,初始化流場,設(shè)置相間耦合、每5步連續(xù)相后進行離散相軌道計算,然后將更新后的離散相動量與能量加入下一步的連續(xù)相方程計算中。
其中,數(shù)值計算時顆粒相與連續(xù)相的雙向耦合是通過在計算流體動力學(xué)軟件的計算方程中添加源項實現(xiàn)的。氣相對固體顆粒的作用主要是通過曳力以及湍流影響顆粒運動,而固體顆粒對于氣相作用主要是通過減少氣相的動量和湍流能。連續(xù)相和離散相之間的動量交換是通過計算單個固體顆粒通過每個控制體積的動量變化得出的,源項形式見式(16),湍流雙向耦合考慮了固體顆粒的衰退以及湍流渦對于湍流大小的影響,湍流方程源項比較復(fù)雜,源項的具體形式見本文參考文獻[24-25]。
式中mp表示固體顆粒的質(zhì)量流量;Δt表示時間步。
3.1沖蝕模型對比
國內(nèi)外學(xué)者提出許多不同的固體顆粒沖蝕模型,各模型由于所依據(jù)的沖蝕機理不同或者實驗條件不同,模型計算結(jié)果不盡相同,為選取更加準確模型進行計算,選取了4個較為常用的沖蝕模型,編寫相關(guān)程序?qū)?個沖蝕模型導(dǎo)入到軟件中進行沖蝕計算,并將計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進行了對比,結(jié)果如圖2所示。由圖2可知,在氣固雙向耦合情況下,Oka沖蝕模型以及Menguturk and Sverdrup 沖蝕模型的計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)相差較大,而Neilson and Gilchrist沖蝕模型的計算結(jié)果比實驗結(jié)果小很多,4個模型中只有E/CRC模型的計算結(jié)果與實驗結(jié)果相差最小,雖然E/CRC模型結(jié)果總體要比實驗結(jié)果略小,但是考慮到文中采用的實驗結(jié)果為Eyler[18]實驗數(shù)據(jù)的平均值,本身存在一定誤差。因此選用E/CRC模型進行沖蝕計算是可行的。
圖2 不同沖蝕模型計算結(jié)果對比圖
3.2固體顆粒沖蝕作用的臨界直徑
管道沖蝕速率的影響因素眾多,包括管道幾何因素、管內(nèi)流動因素以及材料因素等,其中比較重要的有管道直徑、彎徑比、管道彎曲角度、管道導(dǎo)向、顆粒直徑、顆粒流量和顆粒流速等。國內(nèi)外對于以上參數(shù)變化導(dǎo)致沖蝕速率變化做過大量研究[10-11,19],得到了許多有價值的沖蝕規(guī)律,不同參數(shù)與沖蝕速率之間的對應(yīng)關(guān)系已比較明確。其中比較特殊的是固體顆粒直徑對沖蝕速率的影響,El-Behery等[19]研究發(fā)現(xiàn)固體顆粒直徑在100~150μm區(qū)間的沖蝕規(guī)律存在較明顯不同,但并未給出此直徑明確大小,鑒于國內(nèi)外對于此因素的研究尚有不足。因此筆者首先分析了此因素對沖蝕速率以及最大沖蝕角度的影響。
不同顆粒直徑下彎管沖蝕速率如圖3所示,由圖3-a可知隨著顆粒直徑增加,沖蝕速率逐漸增大,當顆粒直徑達到150μm后,隨著顆粒直徑增加,沖蝕速率趨于平穩(wěn)。這主要是由于顆粒相和流體相在相互耦合作用時,較大的固體顆粒轉(zhuǎn)移到氣體中的動量更多。因此隨著顆粒增大以及顆粒與氣體之間的耦合使得最終沖蝕速率趨于平穩(wěn)。由圖3-b可知,不同顆粒直徑下彎頭處最大沖蝕速率出現(xiàn)在45°左右,較大直徑顆粒導(dǎo)致的最大沖蝕位置出現(xiàn)的角度僅比較小直徑顆粒對應(yīng)的角度略小,這主要是由于曳力作用使得較小直徑顆粒的碰撞角略微增大。顆粒直徑大小對最大沖蝕速率出現(xiàn)位置影響不大。
管道彎徑比是影響彎管最大沖蝕發(fā)生位置最顯著的因素[19],為了更深入研究顆粒直徑對沖蝕位置的影響,選取彎徑比和顆粒直徑這兩個參數(shù)分析了不同彎徑比下顆粒直徑與沖蝕速率之間關(guān)系,如圖4所示。由圖4可知,在不同彎徑比條件下,隨著顆粒直徑的增加,彎管最大沖蝕速率呈現(xiàn)先增大后趨于平穩(wěn)的趨勢,在顆粒直徑小于150μm范圍內(nèi),隨顆粒直徑的增加沖蝕速率增加較快,大于150μm后,趨于平緩。計算結(jié)果表明,雖然固體顆粒直徑從50μm增加到100μm,沖蝕速率增加較為顯著,而從 100μm增加到150μm,沖蝕速率并未明顯加快,但是與大于150μm之后的沖蝕規(guī)律相比,100~150μm這一范圍內(nèi),仍然增加較為明顯。因此定義150μm為沖蝕速率變化的臨界直徑。
3.3顆粒沖蝕角度分析
3.3.1顆粒直徑對最大沖蝕角度影響分析
為了更深入研究顆粒直徑對最大沖蝕位置的影響,分別對臨界直徑前后的固體顆粒進行了分析,小直徑固體顆粒直徑取50μm,大直徑固體顆粒直徑取為200μm。不同直徑固體顆粒沖蝕規(guī)律如圖5所示。由圖5-a可知對于50μm固體顆粒的沖蝕,隨著彎徑比增加,沖蝕速率逐漸減小,當彎徑比大于4之后,隨著R/D增加,沖蝕速率基本不變。隨著彎徑比增加,最大沖蝕角度逐漸減小,彎徑比為1.5時最大沖蝕角度為51.89°,彎徑比為8時,最大沖蝕角度為22.41°,相差較大,這是因為曲率半徑較大時彎頭彎曲長度增加,固體顆粒碰撞角及反射角均減小。因此最大沖蝕位置出現(xiàn)在彎頭較小角度處。由圖5-b可知對于200μm固體顆粒的沖蝕,其沖蝕變化規(guī)律與50μm時基本相同,但是最大沖蝕位置不同,彎徑比為1.5時最大出現(xiàn)在46.57°,彎徑比為8時,最大沖蝕角度為24.50°。圖6及表2詳細給出了2種直徑顆粒下彎管最大沖蝕位置及沖蝕角度。
圖5 不同彎徑比下彎管不同角度沖蝕速率曲線圖
圖6 彎頭最大沖蝕位置示意圖
表2 不同彎徑比下彎管最大沖蝕角度及位置表
3.3.2顆粒運動軌跡與沖蝕角度關(guān)系分析
不同直徑顆粒在管道中的沖蝕路徑是不同的,造成的最大沖蝕位置存在一定區(qū)別,如圖7所示。由圖7可知彎管沖蝕速率云圖呈“V”形,且隨著彎徑比增加,“V”形區(qū)域變大且“V”越來越長,這主要是由固體顆粒的直接碰撞和滑動碰撞共同作用產(chǎn)生的。單個顆粒直接碰撞和滑動碰撞模型如圖8所示。彎徑比較小時,彎頭處流體運動方向變化顯著,固體顆粒并無充足時間適應(yīng)周圍流動變化而與管壁直接發(fā)生碰撞并反彈,隨著彎徑比增加彎管中流動方向變化平緩,固體顆粒在彎頭中運動時間變長,顆粒對周圍氣體適應(yīng)性增強,更有利于顆?;瑒优鲎驳陌l(fā)生,越來越強烈的滑動碰撞導(dǎo)致“V”形越來越大。由圖7中顆粒運動軌跡還可以看出對于小直徑顆粒(50μm),隨著彎徑比增加,滑動碰撞越來越明顯,當R/D>3以后,直接碰撞作用已很弱,而對于大直徑顆粒(200μm),在R/D=8時的直接碰撞作用仍有比較明顯。在碰撞角度方面,由于小顆粒具有更好的跟隨性,更易發(fā)生滑動碰撞,與彎頭內(nèi)壁發(fā)生碰撞的時間比大直徑顆粒發(fā)生碰撞略遲。因此造成出現(xiàn)最大沖蝕的角度略大。
圖7 不同彎徑比下顆粒軌跡與沖蝕位置示意圖
圖8 顆粒在彎管中直接碰撞與滑動碰撞模型示意圖
3.4彎管最大沖蝕角度預(yù)測
由表2可知,較小顆粒與彎頭壁面碰撞位置集中在距彎管中軸線上方1/5D左右(圖9中A點),而較大顆粒與彎頭壁面碰撞角度集中在距彎管軸線上方1/8D~1/6D范圍內(nèi)(圖9中B點),根據(jù)顆粒在彎管中的運動軌跡,得到圖9所示顆粒運動軌跡與彎頭最大沖蝕位置之間關(guān)系。
圖9 彎頭最大沖蝕位置示意圖
根據(jù)顆粒軌跡推導(dǎo)可得到最大沖蝕位置與彎徑比及顆粒直徑之間的關(guān)系如式(17)所示。為驗證公式(17)的準確性,將所得公式計算結(jié)果與國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者的實驗及計算結(jié)果進行比較,結(jié)果如圖10所示。由圖10可知,同實驗結(jié)果相比,El-Behery預(yù)測結(jié)果偏大,Bourgoyne預(yù)測結(jié)果偏小,而筆者提出預(yù)測公式計算所得結(jié)果更接近實驗值,準確度更高。
1)彎管沖蝕過程中的臨界顆粒直徑為150μm,顆粒直徑在此直徑前后的沖蝕規(guī)律明顯不同,當顆粒直徑大于150μm時,沖蝕速率趨于平緩。
2)固體顆粒的直接碰撞和滑動碰撞共同作用導(dǎo)致彎管出現(xiàn)不同的沖蝕形貌,彎徑比越大,顆粒直徑越小,越容易發(fā)生滑動碰撞。
3)在相同管道彎徑比下,小直徑顆粒在彎管內(nèi)與彎頭發(fā)生碰撞的時間比大直徑顆粒略遲,其造成的最大沖蝕角度比大直徑顆粒大。
4)根據(jù)管道中固體顆粒運動軌跡及彎管結(jié)構(gòu)推導(dǎo)出的彎管最大沖蝕位置方程與實驗數(shù)據(jù)對比具有較高準確性,可為工程中彎管沖蝕預(yù)測提供參考。
圖10 彎管最大沖蝕位置預(yù)測值與實驗值對比圖
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(修改回稿日期 2015-11-03 編輯 何 明)
中國石油天然氣管道局管道設(shè)計院助推燃機余熱利用技術(shù)
中國石油管道局管道設(shè)計院結(jié)合中國石油天然氣集團公司課題“長輸管道燃機余熱回收綜合利用輸氣工藝技術(shù)與應(yīng)用研究”,對燃機熱能驅(qū)動機組技術(shù)進行研究,通過回收燃氣余熱后推動膨脹機,直接驅(qū)動壓縮機用于管道輸氣。研究表明,此項技術(shù)應(yīng)用到項目中可提高管道燃氣熱能綜合利用率25%以上,促進減排超過10%,單站節(jié)省燃氣消耗(3 000~5 000)×104m3;該技術(shù)還可系統(tǒng)性地優(yōu)化輸氣管道整體工藝方案和機組配置方案,屬國內(nèi)首創(chuàng)。
長輸管道燃機余熱回收綜合利用技術(shù)的全面推廣將進一步提升國內(nèi)輸氣管道整體設(shè)計建設(shè)水平,為國家構(gòu)建更加“綠色、節(jié)能、環(huán)保、高效”的管道系統(tǒng)提供強有力的技術(shù)支撐,實現(xiàn)中國石油天然氣管道建設(shè)整體水平從技術(shù)追趕到技術(shù)引領(lǐng)的跨越,為社會貢獻更為清潔的能源。
(天工 摘編自中國石油信息資源網(wǎng))
Prediction on the maximum erosion angle of gas pipelines based on the gas-solid bidirectional coupling
Peng Wenshan,Cao Xuewen
(College of Pipeline and Civil Engineering,China University of Petroleum,Qingdao,Shandong 266580,China)
NATUR.GAS IND.VOLUME 36,ISSUE 2,pp.110-118, 2/25/2016.(ISSN 1000-0976;In Chinese)
Abstract:As a common component of a gas gathering and transmission system,a pipe bend is vulnerable to the damage of solid particle erosion on its wall.For identifying the erosion rule of gas pipelines and predicting the location with the maximum erosion,the gas-solid flow inside pipelines was calculated by use of the Eulerian-Lagrangian method,to solve the continuous gas phase flow field under the Eulerian coordinate system and the discrete particle phase movement trajectory under the Lagrangian coordinate system.The erosion rate of the pipe walls was calculated by using the E/CRC (Erosion/Corrosion Research Center) erosion model and the Grant and Tabakoff particle-wall collision model.The gas-solid bidirectional coupling was integrated into the process of numerical calculation.Based on multiple models,the prediction equation was developed for the maximum erosion location after the erosion rules,the particle trajectories and the maximum erosion angle were studied under the conditions of different radius to diameter ratios and different particle diameters.As for the erosion effect of solid particles on pipe bend,there is a critical diameter,before and after which the erosion rules are quite different.Due to the joint effect of direct collision and sliding collision of solid particles,different erosion forms occur on pipe bends and the location with the maximum erosion rate is varied.And the maximum erosion angle at the bends can be well predicted by using the prediction equation of the most serious erosion location which is developed on the basis of the critical particle diameter and the particle trajectories.This research result provides a reference for erosion prediction of the gas pipelines.
Keywords:Gas pipeline; Solid particle; Pipe wall erosion; Pipe bend; Gas-solid bidirectional coupling; Erosion rate; Particle movement trajectory; Critical diameter; Erosion prediction
作者簡介:彭文山,1987年生,博士研究生;主要從事管道沖刷腐蝕及化工機械結(jié)構(gòu)分析方面的研究工作。地址:(266580)山東省青島市經(jīng)濟技術(shù)開發(fā)區(qū)長江西路66號。電話:15865530651。ORCID:0000-0002-2671-0049。E-mail:pengwenshan1386@126.com
基金項目:國家自然科學(xué)基金項目“基于流體高速膨脹特性的天然氣液化機理研究”(編號:51274232)、中央高?;究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金項目“固體顆粒對液固兩相流管道沖蝕的力學(xué)作用研究”(編號:15CX06070A)。
DOI:10.3787/j.issn.1000-0976.2016.02.016