白莉，商鵬程，劉強(qiáng)，董祥偉

固液兩相流管道沖蝕試驗(yàn)分析及防護(hù)方案

白莉1，商鵬程1，劉強(qiáng)2，董祥偉1

（1.中國石油大學(xué)（華東），山東 青島 266580；2.中船黃埔文沖船舶有限公司，廣州 510000）

分析液相流動(dòng)、顆粒、管道結(jié)構(gòu)參數(shù)對固液兩相流彎管沖蝕的影響，設(shè)計(jì)一種彎管防蝕減磨防護(hù)方案。通過循環(huán)管路試驗(yàn)分析流速、顆粒粒徑和顆粒形狀對彎管沖蝕率的影響，并通過數(shù)值模擬探討漸擴(kuò)式防護(hù)方案對固液兩相流在彎管段流場分布的影響。采用失重法分析試驗(yàn)結(jié)果，在含砂（質(zhì)量分?jǐn)?shù)2.5%，砂粒直徑20～40目）的X80鋼管結(jié)構(gòu)下，沖蝕后貼片的質(zhì)量損失率達(dá)到6.85%。經(jīng)分析，試驗(yàn)貼片表面的主要損傷特征為彎頭外拱壁的沖蝕率高于內(nèi)拱壁，兩側(cè)壁面的質(zhì)量損失率介于內(nèi)外壁之間。采用數(shù)值模擬漸擴(kuò)管（3∶4、3∶5、1∶2）對沖蝕的影響，在高流速（2.5 m/s）時(shí)，擴(kuò)徑比為1∶2漸擴(kuò)管的沖蝕率下降了約30%，效果最為明顯；在流體流速低于0.5 m/s時(shí)，粒徑為200 μm的顆粒沉積增大了彎管外壁的局部磨損。尖角顆粒和球形顆粒對壁面的沖蝕效果不同，模擬的壁面沖擊力有明顯區(qū)別。彎管段是典型的三維螺旋流動(dòng)，在彎管段外拱壁的壁面附近為流動(dòng)的高壓低速區(qū)，內(nèi)拱壁面附近流動(dòng)為低壓高速區(qū)。在沖蝕–腐蝕交互的過程中，管道外拱壁的局部損傷主要是因多次受到固體顆粒的沖擊而積累的沖刷和磨損作用，內(nèi)拱壁的損傷機(jī)理以腐蝕增重作用更為顯著，而固體顆粒受到流體沿管壁方向軸對稱的二次流剪切作用，對管道兩側(cè)壁面的損傷主要貢獻(xiàn)了犁削和磨蝕作用，顆粒形狀也影響了壁面損傷機(jī)制。防護(hù)方案是彎管段采用漸擴(kuò)段圓管。數(shù)值試驗(yàn)表明，在顆粒粒徑和流速一定時(shí)，采用特定比例的漸擴(kuò)彎管段降低了流體通過彎管時(shí)的流速和湍流強(qiáng)度，能夠達(dá)到減小沖蝕率的效果。

海底管道；沖蝕；防護(hù)方案；彎管；固體顆粒；固液兩相流

海洋油氣集輸常采用油氣混輸?shù)姆绞?，攜帶砂粒的氣液固多相流在海底管道內(nèi)的流動(dòng)會持續(xù)多年。在不同流速的攜帶下，顆粒極易對管道（尤其是彎管、閘閥等局部構(gòu)件）產(chǎn)生沖刷磨損和腐蝕減薄作用，進(jìn)而導(dǎo)致油氣泄漏事故的發(fā)生，嚴(yán)重時(shí)會引起溢油事故和海洋環(huán)境污染。管道沖刷磨損指管道中流體攜帶的固體顆粒以一定流速和不同角度撞擊管道壁面，導(dǎo)致管道內(nèi)壁面材料的疲勞磨損和腐蝕現(xiàn)象。早在1958年，F(xiàn)innie I[1]首次提出了微切削理論，給出了顆粒對材料表面的沖擊規(guī)律，2年后修正了沖刷磨損的表達(dá)式。1963年，Bitter J G[2]提出了變形磨損理論，根據(jù)能量平衡規(guī)律認(rèn)為總磨損量等于變形磨損量與切削磨損量之和。Tilly G P[3]根據(jù)實(shí)際沖蝕過程中的顆粒破裂現(xiàn)象，提出了顆粒二次沖蝕現(xiàn)象，并研究了影響因素。1988年，Levy A V[4]分析了沖蝕磨損，提出了擠壓鍛造理論。此外，沖蝕破壞的理論簡化模型還有侵蝕分層模型和單顆粒侵蝕模型等[5]-[6]。影響沖蝕的因素較復(fù)雜，現(xiàn)有眾多的沖蝕模型所需參數(shù)均不甚一致，預(yù)測差異較明顯，適用性不強(qiáng)。

許多學(xué)者進(jìn)行了多相流管道實(shí)驗(yàn)[7]-[10]，模型試驗(yàn)研究表明，砂粒濃度、顆粒撞擊壁面的角度、機(jī)械外力的持續(xù)作用等對沖蝕有明顯的影響[11]-[12]，被沖擊材料的硬度、韌性等因素也會影響其抗沖蝕性能[13]。沖蝕導(dǎo)致壁面材料破壞的力學(xué)原因包括脆性斷裂、疲勞斷裂、微切削作用等[14]-[17][15][16]。固體顆粒對彎頭壁面的侵蝕結(jié)果與管道材料、顆粒粒徑、流速和彎徑比等因素有關(guān)[18]-[19][20]。Blatt等[21]]和偶國富等[[22]利用沖蝕試驗(yàn)裝置研究了突擴(kuò)管的沖蝕機(jī)理，結(jié)果表明，距離突擴(kuò)管出口2～3倍曲率半徑的位置處易產(chǎn)生最大沖蝕。高文祥等[23]通過噴射式?jīng)_蝕實(shí)驗(yàn)研究了攜砂壓裂液對超級12Cr鋼的沖蝕速率，認(rèn)為隨著沖蝕時(shí)間的延長，沖蝕速率趨于穩(wěn)定，而當(dāng)噴射流速增大到一定數(shù)值時(shí)，沖蝕速率的急劇上升可能與沖蝕腐蝕交互作用有關(guān)。Eichner、Schlieter等[24]研究了添加顆粒Cr2AlC涂層前后IN718材料的壁面損傷情況，把壁面損傷演化分為4個(gè)階段：塑料基體涂層變形、開裂碎裂、劃痕形成、局部涂層抬升與剝落等，結(jié)果表明增加涂層厚度有利于提高其抗沖蝕性能。

基于計(jì)算流體力學(xué)（CFD）的方法，曹學(xué)文等[25]研究了影響沖蝕失效的參數(shù)，黎偉等[26]對60.3 mm彎管進(jìn)行了沖蝕仿真預(yù)測。Haider等[27]建立了固體顆粒隨機(jī)反彈的力學(xué)模型，認(rèn)為顆粒撞擊固壁第1靶面的表面粗糙度對二次撞擊第2靶面的沖蝕形貌沒有顯著影響。劉琦、龍新平等[28]對90°彎頭固液兩相流沖刷進(jìn)行了數(shù)值模擬，討論了不同的碰撞模型、磨損模型、顆粒形狀與磨損預(yù)測精度之間的聯(lián)系，認(rèn)為碰撞模型的選擇對最終磨損預(yù)測的影響并不明顯。劉寒秋、劉愛華等[29]對冰水兩相管道的研究結(jié)果表明，隨著斯托克斯數(shù)的增大，最大磨損區(qū)和最大磨損率發(fā)生了變化。

攜帶砂粒的油氣混輸管流在氣相體積較小時(shí)可簡化為固液兩相流，研究固液兩相流在彎管段的沖蝕現(xiàn)象，分析壁面損傷的基本規(guī)律及彎管段流場三維螺旋流動(dòng)所起的重要作用，進(jìn)而提出有利于減緩沖蝕的流場特點(diǎn)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，對工程實(shí)際具有重要的指導(dǎo)意義?；谧灾频墓桃簝上嗔鞴苈费h(huán)裝置，在彎管段布置金屬貼片，通過失重法及掃描電鏡觀測，對彎管段不同位置沖蝕破壞的主要特征進(jìn)行分析研究，影響因素包括砂粒粒徑、含砂量、貼片材料等。然后提出彎管的可行性防護(hù)方案，采用數(shù)值模擬軟件建立數(shù)值模型，分析并對比防護(hù)方案的數(shù)值模擬結(jié)果。

1 試驗(yàn)

1.1 含砂流動(dòng)循環(huán)管路試驗(yàn)

為了理解固液兩相流的沖刷磨損機(jī)理，從而制定相應(yīng)的彎管段防護(hù)方案，自制了水砂兩相流管路循環(huán)裝置，以模擬實(shí)際情況下的管道沖刷磨損。試驗(yàn)裝置主要由安置有掛片的彎管觀測段、電磁壓力計(jì)、壓力表、控制閥和砂漿泵等5個(gè)部分組成，如圖1所示。通過觀測彎管段試驗(yàn)貼片在水砂兩相流中的沖刷、磨損特征來分析彎管段的沖蝕。

圖1 循環(huán)沖蝕管路示意圖

1.2 試驗(yàn)方法及參數(shù)

在模型實(shí)驗(yàn)中，液體流動(dòng)攜帶砂粒做循環(huán)運(yùn)動(dòng)，可通過觀測試驗(yàn)貼片材料的破壞特征來分析不同粒徑砂粒對彎管的沖蝕作用。測量內(nèi)容為沖蝕速率、沖蝕強(qiáng)度、沖蝕貼片的表面形貌特征。沖蝕速率定義為單位面積、單位時(shí)間內(nèi)沖蝕掉的材料質(zhì)量。沖蝕強(qiáng)度采用沖蝕前后貼片的質(zhì)量損失率（即失重率）來表征，見式（1）。如果質(zhì)量損失率為正，則表明貼片的質(zhì)量比沖蝕試驗(yàn)前的質(zhì)量小。如果質(zhì)量損失率為負(fù)，則表明貼片的質(zhì)量比實(shí)驗(yàn)前的質(zhì)量大[16,20]。

式中：0為試驗(yàn)前貼片的凈質(zhì)量；1為試驗(yàn)后貼片的凈質(zhì)量；Δ為貼片質(zhì)量的減少量；為壁面的質(zhì)量損失率。

對照以往的模型試驗(yàn)，此次試驗(yàn)采用自來水與石英砂配置（砂的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為2.5%、5%）的流體[20]。此外，貼片材料選擇20號碳鋼對照X80管道常用鋼。在試驗(yàn)前，用丙酮和無水酒精清洗貼片并干燥。考慮到短時(shí)間內(nèi)沖蝕腐蝕產(chǎn)生的質(zhì)量變化幅值較小，故采用高精度電子天平（測量精度為萬分之一）稱量試驗(yàn)前后貼片的質(zhì)量。在試驗(yàn)前，方形貼片的平均質(zhì)量約為（1.650 2±0.018 8）g，窄貼片的平均質(zhì)量約為（0.825 1±0.021 1）g。在試驗(yàn)過程中，將窄掛片（10 mm×5 mm×2 mm）固定在彎管段外側(cè)內(nèi)壁（外拱壁）和內(nèi)側(cè)內(nèi)壁（內(nèi)拱壁），將方掛片（10 mm×10 mm×2 mm）安裝在彎管兩側(cè)壁面。在試驗(yàn)結(jié)束后，將掛片按照試驗(yàn)前的處理步驟進(jìn)行清洗、干燥和稱量，用失重法對試驗(yàn)前后掛片的質(zhì)量進(jìn)行分析。試驗(yàn)時(shí)間為2 h，按砂粒粒徑和貼片材料分組，具體試驗(yàn)參數(shù)見表1。最后用電鏡和能譜分析觀測沖蝕腐蝕后貼片的壁面損傷特征。

1.3 沖蝕后掛片的失重分析

根據(jù)失重法分析試驗(yàn)結(jié)果，對比了彎管段內(nèi)的外拱壁、內(nèi)拱壁及兩側(cè)壁面的管道鋼片在不同粒徑?jīng)_蝕狀態(tài)下的質(zhì)量損失率，如圖2—3所示。從圖2可以觀察到，沖蝕磨損最明顯的區(qū)域在管道外拱壁，而且隨著顆粒粒徑的增大，壁面的質(zhì)量損失率也在不斷加大；相較于外拱壁，內(nèi)拱壁的沖蝕磨損效果并不是特別明顯；兩側(cè)壁面的質(zhì)量損失率處于內(nèi)外壁面之間，且無明顯差別。

由圖2可知，外拱壁的質(zhì)量損失率較大，主要原因：流體受到管道離心力的作用，流體里面的砂粒受到力的作用直接對外拱壁造成沖擊，使得外拱壁的質(zhì)量損失率最大；粒子無法對內(nèi)拱壁直接造成沖擊，所以內(nèi)拱壁的質(zhì)量損失率最小，卻易發(fā)生腐蝕氧化，甚至質(zhì)量損失率為負(fù)；管道兩側(cè)壁面由于二次流的作用促進(jìn)了粒子切向運(yùn)動(dòng)，增加了側(cè)壁面的摩擦磨損。

通過分析不同粒徑砂粒的沖蝕速率發(fā)現(xiàn)（圖3），粒徑越大沖蝕速率越大，這與緒論中其他研究者提出的觀點(diǎn)相吻合。當(dāng)粒徑小于80目時(shí)，X80試樣的沖蝕速率有所上升。結(jié)合下文電鏡照片觀察可知，此時(shí)的試樣表面既受到?jīng)_蝕作用，也受到腐蝕作用，且腐蝕效應(yīng)占優(yōu)（因在循環(huán)流動(dòng)中摻入的空氣提供了充足的氧氣）。

表1 試驗(yàn)組參數(shù)

Tab.1 Test groups and parameters

圖2 彎管不同分區(qū)處貼片的沖蝕質(zhì)量損失對比

圖3 粒徑對20號碳鋼貼片平均沖蝕速率的影響

1.4 沖蝕后的掛片形貌特征

采用型號為Hitachi S–3400的掃描電鏡觀察沖蝕后貼片表面的損傷形貌，部分典型損傷形貌如圖4所示。貼片表面損傷形貌的基本特征：在沖蝕后，所有貼片具有明顯被顆粒劃擦、擠壓、磨損的損傷形貌；布置在彎管段不同位置的貼片都存在大量壓痕，并且貼片的原生紋理和溝槽基本被磨平；位于彎管段外拱壁側(cè)的貼片上不均勻地分布著單個(gè)或連成串狀的圓形蝕坑，且呈現(xiàn)較多的鏟削凹坑和犁溝型劃痕。兩側(cè)處的方貼片中常見的沖蝕形貌為砂粒多次撞擊形成的凹坑，凹坑內(nèi)外都存在明顯的腐蝕情況，蝕坑大都清晰可辨，以點(diǎn)坑、鏟削、劃痕為主，且大部分都存在腐蝕的情況。

試驗(yàn)掛片的損傷主要包括由法向速度分量較大砂粒與固壁短時(shí)間接觸造成的壓痕，沖擊力較小的砂粒與固壁有較長時(shí)間接觸的劃痕，以及類似于鏟削的犁溝型損傷。

1.5 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過觀測固液兩相流循環(huán)管路試驗(yàn)對彎管段的沖蝕磨損現(xiàn)象可知，固液兩相流在彎管段不同部位的沖蝕–腐蝕機(jī)理存在明顯區(qū)別：彎管的外側(cè)壁面由于離心力的作用，主要發(fā)生多顆粒沖擊所致的沖蝕與腐蝕疲勞磨損交互作用（見圖5a）；內(nèi)側(cè)壁面由于固體顆粒經(jīng)反射后動(dòng)量減小，對壁面的沖擊力較小，氧化腐蝕增重效應(yīng)較沖蝕減薄效應(yīng)更明顯；兩側(cè)壁面則受到軸對稱的二次流的作用，產(chǎn)生了顆粒沿壁面小角度沖擊所致的摩擦磨損。通過電鏡觀察到的蝕坑直徑最大可達(dá)54.9 μm（見圖5b），且形態(tài)不規(guī)則，應(yīng)為顆粒多次沖擊壁面所致的變形和損傷。

圖4 不同材料貼片的沖蝕特性

圖5 受顆粒沖擊后貼片的損傷細(xì)節(jié)

假設(shè)固相顆粒以一定入射角和速度沖擊屈服強(qiáng)度為235 MPa的碳鋼材料壁面，顆粒直徑=500 μm，顆粒材料為石英砂，密度為2 650 kg/m3。采用Ansys軟件中的LS–DYNA程序模塊建模。該非線性有限元程序主要用于處理非線性動(dòng)力問題，采用顯式求解算法。模擬沖擊速度為5 m/s時(shí)球形顆粒和尖角形顆粒以不同沖擊角度沖擊固體壁面的過程，對比了計(jì)算得到的瞬時(shí)最大沖擊應(yīng)力，可見沖擊角為30°和60°時(shí)，尖角顆粒對壁面的沖擊力最大，見表2。

表2 固相球形顆粒和尖角形顆粒以不同沖擊角沖擊壁面時(shí)的最大沖擊應(yīng)力（=5 m/s）

Tab.2 Maximum impact stress of solid spherical particles and sharp-angled particles impacting the wall at different impact angles (v=5 m/s)

數(shù)值模擬分析表明，固液兩相流在彎管段形成了沿管道橫截面呈對稱渦胞的螺旋流動(dòng)，彎管段外拱壁受粒子沖刷磨損最嚴(yán)重[16]；內(nèi)拱壁面腐蝕更明顯；兩側(cè)壁面的流體可起到一定的潤滑作用；粒子對壁面有沖擊、切削、鏟削等作用；在沖擊角度上，粒子除了存在一定的法向速度和切向速度外，還存在流動(dòng)中自身的旋轉(zhuǎn)角速度。盡管研究者對彎管段沖蝕–腐蝕問題進(jìn)行了大量的工作，但想要對彎管段采取有效而便捷的耐磨減蝕防護(hù)設(shè)計(jì)依然存在一定的難度。

2 彎管段防護(hù)方案設(shè)計(jì)與模擬

彎管段的三維螺旋流動(dòng)特征使得流速分布不均、壓力變化劇烈，從而加劇了海底管道的沖蝕磨損。文中試圖通過改變彎管段流場的結(jié)構(gòu)，以減小湍流對顆粒的動(dòng)能傳遞，降低顆粒的沖擊動(dòng)能，并進(jìn)行防護(hù)方案的設(shè)計(jì)和數(shù)值模擬。

2.1 彎管段擴(kuò)徑減蝕方案設(shè)計(jì)

流體流速是影響管段沖刷磨損的重要因素，將防護(hù)方案設(shè)計(jì)為彎管段的漸擴(kuò)管形式。通過擴(kuò)張管徑的方式使得流體速度下降，從而減小固體顆粒對彎管壁面的直接沖蝕作用。

數(shù)值模型包括彎管段及上下游直管段等3個(gè)部分。管內(nèi)徑為1 200 mm，彎徑比（/）為2.0。取直管段長度為直徑的10倍，漸擴(kuò)段長度為200 mm，而彎管段管徑分別按3∶4、3∶5、1∶2等3種比例進(jìn)行擴(kuò)徑。采用六面體單元網(wǎng)格劃分，對彎管段網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密。原油的密度為900 kg/m3，黏度為20 mPa?s。石英砂顆粒的密度為2 650 kg/m3。選用標(biāo)準(zhǔn)–湍流模型，入口流速為0.5～2.5 m/s。查閱相關(guān)資料對DPM模型的其他參數(shù)進(jìn)行設(shè)置[16]。

2.2 彎管兩相流動(dòng)的數(shù)值試驗(yàn)

已開展的模型試驗(yàn)包括含砂量（質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2.5%、5%）等不同參數(shù)對沖蝕腐蝕的影響因素。已知較高的含砂量會產(chǎn)生較高的沖蝕速率[20]，故這里選取砂的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、顆粒粒徑為200 μm等參數(shù)進(jìn)行典型的多相流數(shù)值試驗(yàn)，數(shù)值試驗(yàn)的具體參數(shù)見表3。

通過彎頭斷面擴(kuò)徑后流場分布可知，小粒徑顆粒對流動(dòng)的跟隨性較好，難以對管壁造成較大的沖擊。同時(shí)，由于液體的黏度較高，流體進(jìn)入擴(kuò)徑彎管段后速度減小，湍動(dòng)能降低，傳遞給顆粒的動(dòng)能隨之減小，且粒子到達(dá)管壁的路徑長度隨著管徑的擴(kuò)大而增大，從而減輕了粒子對壁面的直接沖擊作用。此外，在漸擴(kuò)彎管段沿軸向截面內(nèi)的壓力有所增大。

表3 數(shù)值試驗(yàn)組及參數(shù)

Tab.3 Numerical experimental groups and parameters

A5（未擴(kuò)徑）和C5（擴(kuò)徑比為3∶5）彎頭的壓力分布如圖6—7所示，C5彎頭的速度場如圖8所示。A5的管道壓力在外拱壁附近達(dá)到最大（圖6），在彎頭外拱側(cè)沿徑向以高壓、低速流動(dòng)，而在內(nèi)拱側(cè)以低壓、高速流動(dòng)，此為典型的三維螺旋流動(dòng)。與圖6相比，圖7中彎道內(nèi)外拱壁附近的壓力分布更均勻。當(dāng)流體進(jìn)入漸擴(kuò)段時(shí)，速度明顯減小，管道內(nèi)拱壁附近流速略高于外拱壁附近的流速（圖8）。

從圖9可以發(fā)現(xiàn)，增大后的彎管在彎頭段壁面剪力明顯減小，而在增大后的彎管出口和下游段壁面剪力增大。普通圓管和變徑管的沖蝕速率云圖如圖10—13所示。對比3種漸擴(kuò)彎管方案可見，漸擴(kuò)彎管的沖蝕率均有所下降，尤其以D5試驗(yàn)組在2.5 m/s流速條件下的模擬結(jié)果為佳。

圖6 A5的壓力云圖

圖7 C5的壓力云圖

圖8 C5組流速

圖9 C5組壁面剪切力云圖

圖10 A5組普通圓管沖蝕率云圖

根據(jù)數(shù)值試驗(yàn)，漸擴(kuò)彎管段減少彎頭沖蝕可通過改變流場實(shí)現(xiàn)。流體攜帶的固體顆粒在直徑變大的彎管段速度降低，湍流傳遞給顆粒的動(dòng)能減小。同時(shí)，固體顆粒會消耗更多的動(dòng)能到達(dá)管壁，從而降低了粒子對壁面的直接沖擊作用。

圖11 D5組管道沖蝕率云圖

圖12 C1組局部沖蝕率云圖

圖13 B1組擴(kuò)徑管彎管段固體顆粒沉積率云圖

在0.5 m/s的流速下對比不同漸擴(kuò)管局部沖蝕率云圖，可觀察到漸擴(kuò)管局部沖蝕率明顯增加，彎管段沖蝕磨損更為嚴(yán)重。由圖13可見，在擴(kuò)徑比為3∶4的擴(kuò)徑管管道顆粒沉積率云圖中可觀察到，固體顆粒在彎管段發(fā)生了沉積，分析造成這種情況的可能原因：固體顆粒在流體中受到重力和黏性阻力的作用，且管內(nèi)流速較低，在經(jīng)過漸擴(kuò)管時(shí)流速的降低進(jìn)一步減小了顆粒對流動(dòng)的跟隨性，從而導(dǎo)致固體顆粒在彎管處發(fā)生沉積，加重了對固壁的沖蝕磨損作用。

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

根據(jù)數(shù)值試驗(yàn)，當(dāng)擴(kuò)張彎管段流速等于或大于1.0 m/s時(shí)，有利于沖蝕保護(hù)。因?yàn)楣腆w顆粒隨流體呈流線型移動(dòng)，主要集中在管徑中心。當(dāng)擴(kuò)徑彎管段流速小于0.5 m/s時(shí)，漸擴(kuò)管沖蝕率不減反增。因?yàn)樵谳^低流速下顆粒對流動(dòng)的跟隨性變差，容易沉積在管壁上，增大了彎管局部的沖蝕速率。在一定擴(kuò)徑比條件下，較高流速輸送管道的漸擴(kuò)彎管段有望改善局部管壁的嚴(yán)重沖蝕現(xiàn)象。

3 結(jié)論

1）彎管段的流動(dòng)是典型的三維螺旋流動(dòng)，在彎管段區(qū)域管道外拱壁附近為流動(dòng)的高壓低速區(qū)，顆粒碰撞壁面主要產(chǎn)生沖蝕磨損作用；內(nèi)拱壁附近流動(dòng)為低壓高速區(qū)，顆粒碰撞壁面，以腐蝕增重作用為主；在管道兩側(cè)面處，固體顆粒因受到管道內(nèi)流體的軸對稱沿管壁的二次流作用，主要產(chǎn)生沖擊和磨蝕作用。

2）防護(hù)方案是對彎管段進(jìn)行漸擴(kuò)式的結(jié)構(gòu)改造，以降低流體通過彎管時(shí)的流動(dòng)速度和湍動(dòng)能，達(dá)到減小顆粒沖擊動(dòng)能的目的。由于擴(kuò)徑后彎管段外拱壁與內(nèi)拱壁之間的徑向壓力分布趨于均勻，但是外拱壁面的壓力依然大于內(nèi)拱壁面的壓力；彎管內(nèi)流體的速度降低，管道內(nèi)流體在徑向壓力梯度作用下形成了軸對稱的二次流。

3）在高流速下，該保護(hù)方案減少了固體顆粒對管道壁面的沖蝕速率，然而在低流速情況下，受到重力和離心力的作用，固體顆粒容易產(chǎn)生沉積，使得彎管外壁的局部沖蝕率增大。

4）顆粒形狀的差異對壁面損傷產(chǎn)生了一定的影響。對比球形顆粒和尖角顆粒的沖蝕效果發(fā)現(xiàn)，沖擊角為30°和60°時(shí)尖角顆粒對壁面的沖擊力最大。

限于條件，文中對所提出的防護(hù)方案僅進(jìn)行了數(shù)值試驗(yàn)，還需要通過室內(nèi)試驗(yàn)的驗(yàn)證和改進(jìn)，在數(shù)值試驗(yàn)中未能充分考慮實(shí)際海底管道的運(yùn)行環(huán)境、加工工藝和施工條件等諸多因素的影響，具有一定的局限性。

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Experimental Analysis and Protection Scheme of Erosion of Solid-liquid Two-phase Pipeline

1,1,2,1

(1. China University of Petroleum, Shandong Qingdao 266580, China; 2. CSSC Huangpu Wenchong Shipbuilding Company Limited, Guangzhou 510000, China)

The work aims to analyze the effects of fluid parameters, sand parameters, and pipeline structure on the erosion of solid-liquid two-phase flow elbows, and design an anti-corrosion and wear-reduction protection scheme for elbows. The effects of flow velocity, particle size and particle shape on the erosion rate of the elbow were analyzed through the circulating pipeline test method, and the effects of the gradual expansion protection scheme on the flow field of the elbow were explored through numerical simulation.According to the test results of the mass loss rate method, under the X80 steel pipe structure with a mass flow rate of 2.5% and a sand diameter of 20-40 mesh, the mass loss rate of the patch after erosion was 6.85%.After analysis, the main damage characteristics of the test patch surface were summarized as: the erosion rate of the outer wall of the elbow was higher than that of the inner wall, and the mass loss rate of the two side walls was between the two. The effects of 3∶4, 3∶5 and 1∶2 gradual expansion pipe on erosion were studied by numerical simulation. The erosion rate of 1∶2 gradual expansion pipe decreased by about 30% at a high flow rate of 2.5 m/s, and the effect was the most obvious; When the fluid flow rate was lower than 0.5 m/s, the deposition of particles with a particle size of 200 μm increased the local wear of the outer wall of the elbow. Sharp particles and spherical particles had different erosion effects on the wall, and the simulated wall impact was obviously different. The flow in the elbow section is a typical three-dimensional spiral flow. The area near the outer wall of the pipe in the elbow section is a high-pressure and low-velocity area, while the additional flow on the inner side wall is a low-pressure and high-speed area.In the process of erosion-corrosion interaction, the local damage mechanism of the outer wall surface of the pipeline is mainly due to the accumulation of erosion and abrasion caused by repeated impacts of solid particles, and the damage mechanism of the inner wall surface is more pronounced by corrosion. The solid particles are subject to axisymmetric shear action of secondary flow along the pipe wall, which mainly contributes to the ploughing and abrasion of the two sides of the pipe wall. The particle shape also affects the wall damage mechanism, and the same particle with different impact angles will significantly change the maximum impact stress on the wall. The protection scheme is to use gradually expanded round pipe in the elbow section. This scheme can reduce the flow rate of the fluid in the pipeline when passing through the area, and at the same time, the flow rate of solid particles is reduced, thereby reducing the impact of particles on the wall. The numerical experiment results show that the flow velocity and turbulence intensity of the fluid passing through the elbow can be reduced by a certain proportion of the gradual expansion section within a certain range of particle size and flow velocity, and the erosion rate can be reduced.

submarine pipeline; erosion; protection scheme; elbow; solid particles; two phase flow

TG172

A

1001-3660(2022)10-0218-08

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.10.022

2021?10?04；

2022?03?10

2021-10-04；

2022-03-10

山東省自然科學(xué)基金（ZR2021MA039）

Natural Science Foundation of Shandong Province (ZR2021MA039)

白莉（1975—），女，副教授，主要研究方向?yàn)楹Ｑ笥蜌饬鲃?dòng)安全保障。

BAI Li (1975-), Female, Associate professor, Research focus: offshore oil and gas flow assurance.

白莉,商鵬程,劉強(qiáng), 等.固液兩相流管道沖蝕試驗(yàn)分析及防護(hù)方案[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(10): 218-225.

BAI Li, SHANG Peng-cheng, LIU Qiang, et al. Experimental Analysis and Protection Scheme of Erosion of Solid-liquid Two-phase Pipeline[J]. Surface Technology, 2022, 51(10): 218-225.

責(zé)任編輯：彭颋