基于CFD的高含硫天然气携硫颗粒气固冲蚀弯管数值分析: 以普光气田高含硫气藏站内输送工况为例

滕振超; 王嘉楠; 陈寒; 张家荣; 王德飞; 李睿涵

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506987

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (19) :8168-8178 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506987

石油、天然气工业

基于CFD的高含硫天然气携硫颗粒气固冲蚀弯管数值分析: 以普光气田高含硫气藏站内输送工况为例

滕振超 ¹^,² ,
王嘉楠 ¹^,²^,^* ,
陈寒 ¹ ,
张家荣 ¹ ,
王德飞 ¹ ,
李睿涵 ¹

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Numerical Analysis of Gas-solid Erosion in Elbows Due to Sulfur Particles in High-sulfur Natural Gas Based on CFD: Transportation Conditions of High-sulfur Gas Reservoir in Puguang Gas Field

TENG Zhen-chao ¹^,² ,
WANG Jia-nan ¹^,²^,^* ,
CHEN Han ¹ ,
ZHANG Jia-rong ¹ ,
WANG De-fei ¹ ,
LI Rui-han ¹

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摘要

为深入探究高含硫天然气集输管道的气固两相流冲蚀特性,以中国典型的普光气田高含硫气藏现场实际生产情况为例,采用计算流体力学(computational fluid dynamics, CFD)-离散项模型(discrete phase model, DPM)的数值耦合方法,以气体质量流率、操作压力、温度、弯管曲率和硫颗粒粒径作为5个控制变量,研究了含硫天然气输送过程中硫颗粒对L360QS无缝弯管冲蚀磨损的分布规律。结果表明:气体质量流率与冲蚀率呈指数正相关,当干气输送质量流率大于15.36 kg/s时,冲蚀磨损对气体质量流率的敏感程度高于弯管曲率与颗粒粒径;当集输管线运行压力为8~10 MPa时,气体黏度对压力的敏感性高于对温度的敏感性,压力增大时,黏度增大,最大冲蚀磨损率下降;当曲率R/D≥2时,弯头压力损失对冲蚀的影响趋于稳定;当粒径为10~50 μm时,弯头处最大侵蚀面积主要分布在弯管内弧面45.37° ~78.11°。研究成果可为含硫集输管道安全设计,降低冲蚀风险,延长使用寿命提供参考。

Abstract

In order to deeply investigate the erosion characteristics of gas-solid two-phase flow in high-sulfur natural gas gathering and transportation pipelines, taking the actual production situation of the typical Puguang gas field in China as an example, the numerical coupling method of computational fluid dynamics ( CFD ) and discrete phase model ( DPM ) was used to study the distribution law of erosion wear of L360QS seamless elbow caused by sulfur particles during the transportation of sulfur-containing natural gas, with gas mass flow rate, operating pressure, temperature, elbow bending rate and sulfur particle size as five control variables. The results show that there is an exponential positive correlation between gas mass flow rate and erosion rate. When the mass flow rate of dry gas is greater than 15.36 kg/s, the sensitivity of erosion wear to gas mass flow rate is higher than that of bend curvature and particle size. When the operating pressure of gathering and transportation pipeline is 8~10 MPa, the sensitivity of gas viscosity to pressure is higher than that to temperature. When the pressure increases, the viscosity increases and the maximum erosion wear rate decreases. When the bending rate R/D≥ 2, the influence of elbow pressure loss on erosion tends to be stable. When the particle size is 10~50 μm, the maximum erosion area at the elbow is mainly distributed between 45.37° ~78.11° on the inner curved surface of the elbow. The results can provide reference for the safety design of sulfur-containing gathering pipeline, reducing erosion risk and prolonging service life.

Graphical abstract

关键词

高含硫天然气 / 冲蚀磨损 / 弯管 / 普光气田 / L360QS

Key words

high-sulfur natural gas / erosion wear / bend pipe / Puguang gas field / L360QS

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滕振超, 王嘉楠, 陈寒, 张家荣, 王德飞, 李睿涵. 基于CFD的高含硫天然气携硫颗粒气固冲蚀弯管数值分析: 以普光气田高含硫气藏站内输送工况为例[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(19): 8168-8178 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506987

TENG Zhen-chao, WANG Jia-nan, CHEN Han, ZHANG Jia-rong, WANG De-fei, LI Rui-han. Numerical Analysis of Gas-solid Erosion in Elbows Due to Sulfur Particles in High-sulfur Natural Gas Based on CFD: Transportation Conditions of High-sulfur Gas Reservoir in Puguang Gas Field[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(19): 8168-8178 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506987

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高含硫天然气中通常含有高浓度的CO₂、H₂S,随着压力、温度的降低,元素硫浓度高于天然气的硫溶解度时,就会析出硫分子。集输管道操作温度(T≤333.15 K)远低于对应压力(P≤15.0 MPa)下元素硫的凝固点 (358.15 K以上),因此析出的硫分子将会形成晶核^[1]。这些晶核颗粒及其他固体颗粒将随气流一起运动并冲击管道弯头,造成弯头磨损、穿孔失效等破坏。其中含硫颗粒形成的侵蚀引起的管道故障每年占固体颗粒侵蚀类型的30%~40%。由于硫颗粒与其他固体颗粒相比,具有密度低、硬度低、易回弹等不同的特性,因此有必要开展含硫天然气输送对管道冲蚀的特性研究。

近年来,中外许多学者对固体颗粒侵蚀弯管进行了深入研究。Tarodiya等^[2]采用基于计算流体力学的侵蚀耦合动态网格方法,对90°弯管冲蚀磨损时表面累计厚度损失进行了数值模拟,并对SS316材料靶壁的侵蚀进行了预测。刘明颢等^[3]通过计算流体力学-离散相模型(discrete phase model, DPM)对不同连接管长度下弯头处的腐蚀形貌、冲蚀所处角度及冲蚀速率进行计算与预测。翁志福等^[4]提出一种胃型弯头,基于气固两相流理论,利用Fluent软件对胃型弯头进行数值模拟并分析流体冲蚀特性。谢晓刚等^[5]以倾斜度为60°的S形串联弯管为研究对象,通过离散相模型(DPM)分析颗粒流速、颗粒直径、颗粒质量流率等颗粒参数对串联弯管冲蚀速率、主要冲蚀区域和冲蚀形貌的影响规律。陈传智等^[6]针对高压管汇损伤需要提高检测效率和准确率的问题,提出一种基于多尺度一维卷积神经网络的弯管冲蚀损伤智能检测新方法。

然而,现有研究多数集中于常规天然气(不富含烃类物质)携砂粒在低压、高流速输送工况下对弯管的冲蚀破坏。相比之下,针对高含硫天然气在高压、低流速(常规3~8 m/s)输送条件下硫颗粒冲蚀弯管的研究甚少。尽管已有学者开始研究此领域。Zeng等^[7]从颗粒轨迹、二次流涡等方面分析了高速流动的甲烷携硫颗粒造成冲蚀伤痕的原因。Huang等^[8]采用欧拉-种群平衡模型(population balance model,PBM)耦合方法,重点研究了硫颗粒体积分数与其他因素对硫颗粒团聚行为的影响。王志彬等^[9]通过实验揭示了硫颗粒被气液两相携带的临界条件以及硫携带机制。Zhu等^[10]分析了含硫颗粒的气固两相流对弯头处主冲蚀迹分布及二次流效应的影响。

但已有的硫颗粒冲蚀研究仍存在不足,一方面,未结合高含硫气藏工业常用的输送工况以及管径;另一方面,也未能充分考虑高温高压下烃类气体的压缩性(即压缩因子)。因此,有必要综合以上因素,深入研究高含硫天然气携带硫颗粒在弯管中的气固两相流冲蚀分布规律。

普光气田是中国“川气东送”工程的主力气源,该气藏天然气中硫化氢含量高达15%,二氧化碳含量约8%,属于典型的酸性气田,该气田地面站内经加热炉二级节流阀后的酸性气体输送具有高含硫(H₂S)、高温高压的典型特征。以川东北地区T区块普光气田飞仙关组气藏的站内高含硫天然气地面集输工况为背景,采用Peng-Robinson 状态方程预测高含硫天然气的气体密度^[11],即考虑高温高压下烃类气体混合物的压缩性,提高对高含硫天然气流动特性的预测精度,采用控制变量法研究不同输送工况下硫颗粒对弯管壁面的机械冲蚀行为。旨在探究输送高含硫天然气时携硫颗粒冲蚀弯管的特性与分布规律,为减少冲蚀对集输管道壁面的磨损、预防因冲蚀导致的管道穿孔泄漏事故、延长管道寿命提供参考。

1 物理模型

1.1 几何模型建立

如图1所示为因冲蚀导致弯管内侧穿孔的实际案例^[12],根据其输送方向,选取普光气田天然气管道中含直管水平入口段-弯曲段-直管垂直出口段的部分进行分析。采用Design Modeler软件建立如图2所示弯管冲蚀模型。该气藏飞仙关组普光2井T₁F¹层位干气输送的气体成分如表1所示,含硫天然气站内输送工况如表2所示。实验规格参考该气藏工艺站内集输管线中常见的标准90° L360QS无缝弯管,选取普光气田P305-P304集气管线段,尺寸为219.1 mm×12.5 mm,其力学性能与设计参数如表3所示。根据图3所示气体运输中析出的小粒径硫颗粒经节流阀容易聚团成大颗粒,本次实验硫颗粒平均粒径取10~200 μm,颗粒质量流率为0.015 kg/s,硫颗粒密度为2 046 kg/m³。为节省计算成本且不影响数值准确性,入口段长度取10D,出口段长度取7D。

1.2 边界条件

为精确模拟现场气体输送工况,采用质量流率入口-压力出口的边界条件,硫颗粒跟随气体以相同速度喷入。由于管道中颗粒的浓度(<10%)相对较低,采用DPM离散模型来描述颗粒与流体的相互耦合作用,将硫颗粒作为离散相,每次追踪24 200个硫颗粒。管内考虑重力作用,湍流强度取2.5%,壁面颗粒与流体均无滑移,压力插值采用PRESTO格式。管道壁面粗糙高度采用0.046 mm的等效砂粒粗糙度。

2 计算模型

2.1 湍流模型

实验设计的管道输运酸性天然气为湍流状态(雷诺数大于4 000),RNG(renormalization group) k-ε(k为湍动能,ε为湍流耗散率)模型在湍流产生漩涡时能够有效地降低涡流产生的影响,因此选择RNG k-ε湍流模型的计算结果更可靠^[13]。同时选择标准壁面函数,其中湍流动能(k)及其耗散率(ε)计算公式为

(1)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{k}\right)}{\partial \mathit{t}}$+$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{k}{\mathit{u}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}$=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left({\mathit{\alpha }}_{\mathit{k}}{\mathit{\mu }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}\frac{\partial \mathit{k}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right)$+G_k+G_b-ρε-Y_M+S_k

(2)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{\epsilon }\right)}{\partial \mathit{t}}$+$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{\epsilon }{\mathit{u}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}$=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left({\mathit{\alpha }}_{\mathit{\epsilon }}{\mathit{\mu }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}\frac{\partial \mathit{\epsilon }}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right)$+C₁_ε$\frac{\mathit{\epsilon }}{\mathit{k}}$ (G_k+C₃_εG_b)-C₂_ερ$\frac{{\mathit{\epsilon }}^{2}}{\mathit{k}}$-R_ε+S_ε

式中:Y_M为可压缩湍流扩散过渡过程中因波动产生的贡献值,J;x_i和x_j为空间坐标,m;t为时间,s;k为湍动能,J;ρ为流体密度,kg/m³;u_i为流体介质的速度,m/s;μ_eff为流体的有效黏度,Pa·s;G_k为平均速度梯度的湍动能;ε为湍流耗散率,J/s;G_b为浮力影响引起的湍动能;C₁_ε、C₂_ε、C₃_ε为经验常数,分别取1.44、1.92、0.09;S_k、S_ε为用户定义项;α_k、α_ε分别为k和ε方程对应的普朗特数,分别取1.0和1.3;R_ε为ε方程的修正项。

2.2 冲蚀模型与碰撞恢复系数

Messa等^[14]研究表明,Oka冲蚀模型相比其余冲蚀模型,考虑了颗粒对材料微切削效应和塑性变形效应的累积,能够准确地预测冲蚀重点位置和冲蚀速率。因此采用Oka冲蚀模型计算弯管壁面冲蚀速率,其表达式为

(3)ER=Cρ_ϖk${\left(\mathrm{H}\mathrm{V}\right)}^{{\mathit{k}}_{1}}{\left(\frac{{\mathrm{u}}_{}}{\mathrm{u}\mathit{\text{'}}}\right)}^{{\mathit{k}}_{2}}{\left(\frac{\mathit{d}}{\mathit{d}\mathit{\text{'}}}\right)}^{{\mathit{k}}_{3}}$F(θ)

(4)F(θ)=${\left(\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathit{\theta }\right)}^{{\mathit{n}}_{1}}[1+\mathrm{H}\mathrm{V}{(1-\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathit{\theta })]}^{{\mathit{n}}_{2}}$

式中:C为定常数1×10^-9;ρ_ϖ为壁面的密度,kg/m³;HV为壁面的维氏硬度,GPa;u和u'分别为流速和颗粒参考碰撞速度,m/s;θ为冲击角度,(°);d、d'分别为颗粒粒径和参考粒径,m;其中u'、d'、k、k₁、k₂、k₃、n₁、n₂皆为常数,其具体的数值参看文献[14]。

固体粒子与壁面的碰撞会导致能量和速度的损失与转化。为准确描述这一过程,采用Forder颗粒壁面碰撞弹跳模型恢复系数可以预测气固两相流中粒子轨迹^[15]。

2.3 网格划分与无关性验证

实验设计天然气流为高雷诺数湍流,应使边界层处于完全湍流状态。采用映射网格划分模型,扫略网格尺寸为8 mm,管道入口面采用O形六面体,设置膨胀层第一层网格高度为0.1 mm,边界层增长率为1.2,此时流体边界层足够描述近壁面流动。为准确获得弯管壁面冲蚀率与冲蚀样貌,对弯头处进行网格局部加密,划分网格如图4所示。为保证计算的准确性和效率。如图5所示为气体质量流率为15.36 kg/s,颗粒质量流率为0.015 kg/s,颗粒粒径为50 μm时不同网格下弯管的冲蚀速率,随着网格数增加,最大侵蚀率上下浮动。结果发现,在148万网格数量后,冲蚀率变化速度趋于平缓。最终选定划分网格数为148万。

3 冲蚀模型验证

3.1 实验参数

为保证选择侵蚀模型的合理性,基于图6^[16]所示的钢材弯管气固冲蚀实验,采用4种冲蚀模型方法进行了数值模拟。该实验参数设置如表4所示。建立几何模型如图7所示。

3.2 模型与实验结果验证

利用Finnie、DNV(det norske veritas)、Oka、E/CRC 4种冲蚀模型^[17]计算得到的数值与Vieira的实验数据进行对比,结果如图8所示。结果表明:对于同种砂粒在不同介质流速下冲蚀弯管47°处内壁,Oka模型得到的最大壁面损失率与实验结果最为接近;侵蚀严重区域呈V字形,且侵蚀结果随流速增大呈上升趋势。

将实验结果与数值模型计算结果进行比较,结果如表5所示,三组数值结果对比Vieira的实验数据,误差率为5.07%~5.56%,都在合理误差范围内,误差来源于砂粒对弯管除冲蚀之外还存在腐蚀和冲蚀腐蚀的交互作用,因此所选择的冲蚀模型和壁面反弹函数较符合实际实验的预测结果,验证了数值模拟的可行性。

4 结果与讨论

《高含硫化氢气田地面集输系统设计规范》(SY/T 0612—2014)中规定,为避免技术保护膜腐蚀破坏,对于输送高含硫化氢天然气的碳钢管道管内推荐气体流速宜控制在3~8 m/s。本实验中的气体质量流率根据普光气田DN200管道工况设置为10.24、12.80、15.36、17.92、20.48 kg/s,分别对应4~8 m/s的入口流速,速度依次递增1 m/s。鉴于管道内气体流速较低(马赫数Ma< 0.3),假设密度沿程不发生变化。文献[17-18]明确指出,颗粒本身的性质、管材的物理性质以及外界环境共同决定冲蚀率的基本物理量。因此,以输送气体质量流率、运输温度、压力、硫颗粒粒径、弯管曲率(R/D)5个控制变量来研究弯管冲蚀规律及分布情况。

弯头处的压力损失源于流体动能因方向改变而耗散,这部分耗散的能量是驱动颗粒撞击管壁的动力源之一。为量化这一潜在冲蚀风险,采用弯头压损ΔP来表征局部阻力的强弱,其表达式为

(5)ΔP=k

${\left(\frac{\mathit{\theta }}{90°}\right)}^{0.5}\frac{\mathit{\rho }{\mathit{V}}^{2}}{2}$

(6)k=0.131+0.163${\left(\frac{\mathit{D}}{\mathit{R}}\right)}^{3.5}$

式中:k为弯头压力损失系数;θ 为流速方向改变的角度,(°);V为流速,m/s;ρ为流体密度,kg/m³;D为管内径,m;R 为弯头中线的曲率半径,m。

**4.1 不同R/D下输送流率与最大冲蚀联系**

如图9所示为颗粒质量流率为0.015 kg/s,颗粒粒径为50 μm时,不同气体质量流率与弯管曲率对弯管处最大冲蚀磨损的影响。

从图9可看出最大冲蚀速率与气体质量流率呈指数正相关,同一气体质量流率下随着R/D增大而呈指数减小。当10.24 kg/s≤气体质量流率≤15.36 kg/s时,冲蚀率和磨损率增长相对平缓,当气体质量流率>15.36 kg/s(入口流速6 m/s)后,冲蚀磨损对气体质量流率的敏感程度明显高于弯管曲率。这是由于气体质量流率增大,加强了对硫颗粒的拖曳作用,同时弯头压力损失呈指数上升,如图10所示。颗粒经过弯管时自身的动能越大,因其自身惯性和离心力难以跟随流体迅速转向,更多颗粒脱离流线,以更高的速度和能量撞击管壁。

从图9可知颗粒质量流率为15.36 kg/s时,最大冲蚀速率从R/D=1.5时的1.98×10^-8kg/(m²·s)(壁面损失为0.08 mm/年)降低到R/D=3时的8.77×10^-9 kg/(m²·s)(壁面损失为0.035 mm/年),最大侵蚀速率下降幅度逐渐减缓。这是由于气体流速不变时,弯头压力损失随着R/D增大而指数减小,如图10所示。如表6所示,当2≤R/D≤3时, 弯头压力损失系数k值接近固定值0.134,由于压力损失的大小只取决于系数k,此时曲率改变不再影响弯头压降,弯头压力损失对冲蚀的影响趋于稳定。

4.2 不同温度下输送压力与最大冲蚀联系

普光气田内经集气站节流至天然气净化厂的高含硫天然气输气管线运行压力为8~10 MPa,操作温度一般为40°~50° 。随着集输过程中温度、压力改变,高含硫天然气中非烃组分(H₂S和CO₂)的存在将会引起黏度的改变。如图11所示为基于本次工况下用Dempsey天然气黏度模型结合Standing校正方法及Wichert-Aziz校正处理酸性气体对拟临界性质的影响^[19],计算了不同压力、温度工况下的气体黏度。

由图11可知,在8~10 MPa高压下,高含硫天然气的黏度对压力的敏感性高于对温度的敏感性。在40°~50° 恒温条件下,气体黏度与操作压力呈近似正线性关系,这是由于压力增大引起气体分子间碰撞的频率增加,相互作用力增强,增大气体黏度;恒压条件下,温度升高导致黏度轻微下降,这是由于温度升高使气体分子的平均动能增大,分子间碰撞的频率减弱,相互作用力减小,导致黏度降低。

如图12所示为集输气体质量流率为15.36 kg/s,颗粒粒径为50 μm,颗粒质量流率为0.015 kg/s的条件下,不同压力、温度下对弯管最大冲蚀及壁面损失的影响规律。由图12可知,随着压力的增大,最大冲蚀率和壁面磨损率均呈下降趋势。在相同操作压力下,不同运行温度会出现近似的最大冲蚀率和磨损率,但总体上,温度升高会增大壁面磨损率。这是由于更高的黏度会阻尼颗粒运动,使颗粒更难偏离流线去撞击管壁,降低冲蚀率。同时,更高的温度会使流体本身的能量更高,黏度增加会抵消部分温度升高带来的增蚀效果。

4.3 弯管曲率与冲蚀分布联系

如图13所示为气体质量流率为15.36 kg/s,颗粒粒径为50 μm时不同弯管曲率比(1.5~5)下沿弯头至直流管下游路径的整个外内弧面的最大冲蚀数据,从图13可知,增大曲率比R/D能有效降低最大冲蚀的峰值,但由于硫颗粒在弯管段中的运动路径延长,从弯管到下游直管整个路径的侵蚀范围逐渐扩大。当R/D=1.5时,冲蚀率沿路径上升下降幅度最大;当1.5<R/D≤3时,最大冲蚀率随弯曲率增大而下降较快;当R/D>3时,冲蚀面积进一步加大,最大冲蚀率下降减缓;当R/D=5时,冲蚀沿路径分布值波动最小,侵蚀范围最大。

如图14所示为气体质量流率为15.36 kg/s,颗粒粒径为50 μm时不同弯管曲率(1.5~5)下弯管的冲蚀形貌云图。当弯管R/D=1.5时,小粒径硫颗粒在水平方向由于主要受重力与流体黏度影响,上游直管段内侧出现大面积轻微冲蚀特征,弯管内侧与相邻下游部分出口段的冲蚀呈现蝴蝶状分布,外侧轻微受冲蚀。随着弯曲半径R逐渐加大,上游直管段的内侧侵蚀程度加深,随后颗粒开始加大撞击弯管外侧次数,内侧蝴蝶状冲蚀分布向两侧逐渐分散,侵蚀程度逐渐减弱。R/D增大使硫颗粒在弯管内的运动距离,并且受到重力影响,弯管流场速度增大,更多硫颗粒脱离气体流线,并因惯性力直接撞击弯管外弧面,最大冲蚀位置也有内侧逐渐转移至弯管外侧。当R/D=3时,出口直管段外侧开始出现多点状分散侵蚀;当R/D增加到5时,冲蚀集中分布在上游直管内侧与下游直管外侧。

当流体从水平段进入弯管时,因流向改变(90° 转向垂直向下),流速分布会发生变化。弯管远离曲率中心一侧流速降低,静压升高;弯管靠近曲率中心一侧流速增加,静压降低。R/D增大,弯头处压力梯度降低,减弱了二次流强度,流体离心力对颗粒流的影响减小,黏性力的影响加大,下游流速变化逐渐平缓。在气固两相流垂直向下运动时,重力做功占主导作用,出口静压高于进口。

4.4 粒径与冲蚀分布联系

为深入分析硫颗粒粒径对抗硫弯管冲蚀的影响,采用斯托克斯数St这一无量纲参数来代表颗粒跟随流体的能力^[20],其表达式为

(7)St=$\frac{\mathit{u}({\mathit{\rho }}_{\mathrm{p}}-\mathit{\rho }){\mathit{d}}_{\mathrm{p}}^{2}}{18\mathit{\mu }\mathit{D}}$

式(7)中:u为流体的流速;ρ_p、ρ分别为颗粒与流体的密度;d_p为颗粒直径;μ为流体黏度;D为管内径。

如图15所示为R/D=1.5,不同气体质量流率(10.24~20.48 kg/s)与不同颗粒粒径(10~50 μm)对弯管处最大冲蚀磨损的影响。当气体质量流率为10.24~15.36 kg/s,曲线斜率缓慢增长;当气体质量流率>15.36 kg/s时,冲蚀磨损呈指数增长,与粒径变化相比,气体质量流率对冲蚀磨损的影响更大。

如图16所示为气体质量流率为15.36 kg/s,R/D=1.5时不同颗粒粒径条件下沿路径分布的最大冲蚀率。当粒径为10 ~50 μm时,沿路径仅出现一次冲蚀高峰,最大侵蚀面积主要分布在弯管内弧面45.37° ~78.11°;当粒径为100~200 μm时,沿路径出现三次冲蚀高峰,分别位于弯管、下游入口、下游出口附近。最大侵蚀主要分布在水平直管与弯管内弧面交界处,第二次高峰主要分布在弯管外弧面89.11° ~89.56°,第三次冲蚀峰出现在下游(竖直)管道,此后逐渐减小。

如图17所示为气体质量流率为15.36 kg/s、R/D=1.5时不同颗粒粒径条件下的弯管冲蚀形貌云图。当硫颗粒粒径为10~50 μm(St=0.02~0.52) 时,颗粒的运动主要受流体曳力影响,随弯管处气体流动转向。同时因高压酸性天然气密度和黏度大,曳力较大,抑制大部分颗粒与外弧面的直接碰撞。颗粒在流体的携带与迪安涡流的离心力及重力作用下,主要撞击弯段内弧面与出口管段内侧,形成“蝴蝶”状冲蚀形貌。当硫颗粒粒径为100~200 μm(St=2.08~ 18.75)时,惯性力主导颗粒的运动,颗粒因惯性无法及时转向,更多颗粒集中撞击弯管外弧面同一位置,在弯管外弧面冲蚀痕迹越明显,并且外弧面出现集中点的侵蚀,如图17(f)所示。随着粒径越大,St越大,颗粒的惯性力较大,流体曳力较小,颗粒的运动受流速的变化影响相对较小,在二次流影响下,下游管道侧壁上形成二次侵蚀,呈对称的倒V字形,如图17(f)~图17(h)所示。

图18所示为气体质量流率为15.36 kg/s,R/D=1.5时不同粒径下的硫颗粒轨迹速度云图。颗粒初射入水平直管后,其水平方向的速度分量由湍流拖拽维持,垂直方向的速度分量则由重力主导。如图18(a)~图18(e)所示,小粒径硫颗粒(St=0.02~0.52)弛豫时间短,快速响应流体脉动,湍流的扩散、曳力作用能有效平衡重力,不易沉降,硫颗粒易被湍流卷吸并随流场均匀输送。但随着粒径增大,惯性力主导颗粒流动,如图18(f)~图18(h)所示,大粒径(St=2.08~18.75)颗粒运动轨迹不易跟随流体流动,在重力、惯性作用下呈斜向下的发展轨迹,在水平直管底部形成速度接近零的明显区域。当大粒径硫颗粒流经弯头时,受离心力、惯性力协同作用,运动轨迹向外侧偏移,更多颗粒集中撞击弯管外侧壁面,其运动轨迹与下游管段及弯头内侧形成滞空区域。随着颗粒粒径增大,滞空区域面积逐渐增大。当硫颗粒粒径从100 μm增长到200 μm时,滞空区域面积明显增大。这是由于颗粒在垂直管段主要受惯性力与重力作用,更多颗粒集中冲蚀弯管外壁同一位置,硫颗粒碰撞后发生反弹和跟随二次流沿外侧管壁运动,随着粒径增大,颗粒受流体曳力影响越小,碰撞后的反弹轨迹弯曲程度减弱,运动方向更趋近于初始轨迹的延伸方向。

5 结论

以普光气田高含硫气藏站内输送工况为例,利用CFD建立侵蚀模型,深入研究了高含硫天然气携硫颗粒在DN200型号L360QS弯管中的冲蚀特性与分布,得到以下结论。

(1)气体质量流率与最大冲蚀速率呈指数正相关。当气体质量流率>15.36 kg/s(工况对应6 m/s的入口流速)时,冲蚀磨损对气体质量流率的敏感性高于对弯管曲率和颗粒粒径的敏感性。

(2)在气体黏度方面,高含硫天然气的黏度对压力的敏感性相较于温度更为显著。在含硫集输管线运行的恒压(8~10 MPa)条件下,温度升高,气体黏度轻微下降;在40°~50° 恒温条件下,黏度-压力关系近似呈线性增长;在气固冲蚀方面,温度升高一般会增大壁面磨损率,最大磨损率随着压力增大呈下降趋势。

(3)增大弯曲率可以减小最大冲蚀程度,但会导致最大冲蚀位置由弯管内侧逐渐转移至外侧,在50 μm颗粒粒径、1.5≤R/D≤3下的最大侵蚀主要分布在弯管内弧面78.11°~88.11°,4≤R/D≤5下的最大侵蚀主要分布在弯管外弧面81.75°~83.66° 。为缩减防控冲蚀区域,尽量设置R/D≥2,此时弯头压力损失对冲蚀的影响趋于稳定。

(4)当硫颗粒粒径为10~50 μm时,弯头处最大侵蚀面积主要分布在内弧面45.37°~78.11°;当粒径为100~200 μm时,惯性运动主导,最大侵蚀面积主要分布在水平直管与弯管内弧面交界处,其次是弯管外弧面89.11°~89.56° 。通过减少硫颗粒聚合,降低St,可以改善颗粒随气体流动的转向性,避免因惯性造成集中冲蚀和下游管道二次冲蚀的形成,减少壁面损失。

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基金资助

国家自然科学基金(52478237)

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Received	Published	Revised
2025-09-30	2026-07-08	2025-12-18
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2026-08-06

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