煤炭地下氣化節流工具沖蝕磨損研究

煤炭地下氣化時，井下高溫高壓氣體攜帶大直徑的煤粉顆粒對節流工具造成嚴重的沖蝕磨損。為此，設計了雙節流孔結構的井下節流工具，并結合高溫沖蝕磨損試驗結果對DNV（Det Norske Vertitas）沖蝕預測模型進行參數修正。開展了井下節流工具氣固兩相流沖蝕磨損數值模擬，研究高溫條件下不同氣體速度、不同顆粒質量流量及不同顆粒直徑對節流工具的沖蝕磨損規律。研究結果表明：節流工具壁面沖蝕磨損區域隨著氣體流速的增大沿節流孔呈現環形分布；顆粒直徑為5 mm，質量流量為7.5×10^-4 kg/s，氣體速度為20 m/s時，其對應的節流工具壁面沖蝕磨損速率最大。所得結論可為延長節流工具的安全服役年限、降低管線破損及爆炸的風險以及提高煤炭地下氣化開采的經濟性提供指導。

煤炭地下氣化；節流工具；沖蝕磨損；數值模擬；高溫

TE93

A

016

Erosional Wear of Throttling Tool for Underground Coal Gasification

Zhou Bingchao^1，2 Wang Hongmei³ Wang Jianjun^1，2 Zhao Nan⁴ Yang Siqi² Ren Xiangyi²

（1.Mechanical Engineering College，Xi’an Shiyou University；2.State Key Laboratory of Oil and Gas Drilling，Production and Transportation Equipment，CNPC Tubular Goods Research Institute；3.No.1 Gas Production Plant，PetroChina Changqing Oilfield Company；4.Underground Gas Storage Company，PetroChina Xinjiang Oilfield Company）

During underground coal gasification，the downhole high-temperature and high-pressure （HTHP） gas carries large-diameter slack coal particles to cause severe erosional wear on the throttling tool.In this regard，a downhole throttling tool with dual orifice structure was designed.Combined with high-temperature erosional wear test results，parameter correction was conducted on the Det Norske Vertitas （DNV） erosion prediction model.Finally，numerical simulation of gas-solid two-phase flow erosional wear of downhole throttling tool was performed to understand the erosional wear law of throttling tool at different gas velocities，particle mass flow rates and particle diameters under high-temperature conditions.The results show that the erosional wear area on the wall of the throttling tool exhibits a ring distribution along the throttle orifice as the gas flow rate increases.When the particle diameter is 5 mm，the mass flow rate is 7.5×10^-4 kg/s and the gas velocity is 20 m/s，the corresponding erosional wear rate of the throttling tool wall is the highest.The research conclusions have important guiding significance for extending the safe service life of throttling tools，reducing the risk of pipeline damage and explosion and improving the economic efficiency of underground coal gasification exploitation.

underground coal gasification；throttling tool；erosional wear；numerical simulation；high temperature

0 引 言

“煤炭地下氣化”（Underground Coal Gasification，簡稱 UCG）是指將地層中的煤炭通過適當工程工藝技術，在地下原位進行有控制的燃燒，在煤的熱作用及化學作用下產生CH₄、H₂ 等可燃合成氣的過程^［1-3］。在煤炭地下氣化過程中，節流工具作為一種扼流器，發揮調節地層氣舉壓力的作用，能有效降低生產成本、減少地面加熱保溫設備的數量以及燃氣的消耗。但在煤炭地下氣化開采過程中，節流工具處于高溫高壓的工作環境，且煤炭在燃燒過程中會產生大量的煤煙，煤煙中的固體顆粒與節流工具的管柱壁面相互碰撞產生沖蝕傷痕；隨著節流工具服役年限的延長，管柱壁面的傷痕會逐步加深，嚴重時會導致管線破損甚至爆炸。因此，研究井下節流工具的沖蝕磨損特性，同時采取相應措施降低節流工具的沖蝕磨損，對于延長節流工具的安全服役年限、降低管線破損及爆炸的風險以及提高煤炭地下氣化開采的經濟性具有重要的指導意義。

目前，人們對沖蝕磨損的研究較為廣泛并且提出了許多侵蝕預測模型。目前主流的侵蝕預測模型主要有：DNV侵蝕模型、E/CRC侵蝕模型、Neilson and Gilchrist侵蝕模型及Oka侵蝕模型^［4］等。在侵蝕模型的幫助下，人們取得了許多相應的研究成果。李千登等^［5］對常見的筒式、楔形和孔板3種節流閥建立了沖蝕數值仿真模型，認為對于“三高井”（高壓、高含硫、高產），3種節流閥的抗沖蝕能力依次為筒式閥gt;楔形閥gt;孔板閥。樊學華等^［6］研究了X70管線鋼在高溫高壓CO₂飽和溶液中不同流速下的沖刷腐蝕行為，認為管線鋼的典型形貌特征與噴射流體的壁面切應力和CO₂腐蝕有關。LIN N.H.等^［7］指出彎頭處由于顆粒沖蝕磨損造成的壁面損失量約為直管道處的50倍。F.A.BIKBAEV等^［8-9］發現沖蝕速率隨氣體入口速度的增加而增加。CHEN X.等^［10］得出彎管中的沖蝕速率比三通中的沖蝕速率大2個數量級。孫曉陽^［11］等使用直接模擬蒙特卡羅方法模擬并解釋了顆粒間的碰撞對彎管中氣固兩相流沖蝕的作用機理，隨著氣流速度增加，顆粒間碰撞擊次數減少，沖蝕率隨之上升。C.B.SOLNORDAL等^［12］使用Sheffield Discovery ⅡD-8坐標測量機繪制了彎管的三維沖蝕數據，并且測量了彎管內表面沿流動方向的38條線的沖蝕數據，發現其沖蝕疤痕均為橢圓形。M.ZAMANI等^［13］研究了氣固紊流對彎頭管的侵蝕，指出顆粒旋轉對侵蝕速率有較大影響。MENG H.C.等^［14］總結了28個沖蝕預測方程，列出了33個影響參數，平均每個方程包含5個參數，主要包括流體、顆粒屬性、管道屬性和流動條件等。FAN J.R.等^［15］對固體氣流中保護彎管免受沖蝕的新方法進行了試驗和數值研究，指出使用固定肋是減少氣固兩相流中彎管沖蝕的有效方法。XU L.Y.等^［16］提出了一種弧形導流型沖蝕抑制板結構，可將過渡型或“V”形沖蝕形態彎管的沖蝕率降低41%。

上述研究使用的沖蝕磨損預測模型參數均推導自常溫沖蝕磨損試驗，目前暫無適用于井下溫度為800 ℃的沖蝕磨損預測模型。為此，本文以煤炭地下氣化節流工具為研究對象，使用CFD數值模擬方法，并基于高溫沖蝕磨損試驗對DNV沖蝕磨損預測模型中的參數進行修正，開展井下節流工具氣固兩相流沖蝕磨損數值模擬，研究高溫條件下不同氣體速度、不同顆粒質量流量及不同顆粒直徑對節流工具的沖蝕磨損規律。

1 節流工具噴嘴尺寸確定

井下節流噴嘴尺寸是井下節流降溫效果的關鍵。依據氣流經過節流油嘴時的變化規律，流動狀態達到臨界時，氣井產量和井下節流嘴的直徑存在以下計算關系^［17］：

變化形式可得合理的噴嘴直徑計算公式：

式中：q_sc為氣體體積流量，m³/d；d為節流孔眼直徑，mm；k為氣體等熵指數，范圍在1.27～1.30之間，通常取k=1.29；T₁為節流前溫度，K；Z₁為節流前的氣體偏差系數，通常取0.9；γ_g為粗煤氣相對密度，范圍在0.600 0～0.603 4，通常取0.603 4；p₁為節流前壓力，MPa。

設計節流閥時，首要保證氣井產量，因此嚴格按照要求的流量設計。避免因節流閥孔徑較小使得氣體處于強節流狀態，進而影響氣井產量。根據煤炭氣化實際工況，在分析過程中采用氣體溫度為800 ℃，入口壓力為30 MPa，出口壓力為5 MPa，氣體流量為7.2×10⁵ m³/d（標況下）進行計算。計算后的噴嘴直徑為29.17 mm，圓整為30 mm。

2 沖蝕模擬數學模型

2.1 連續相與離散相模型

基于CFD的沖蝕建模包括2個主要步驟：①連續相流場模擬，將氣體視為連續相，采用Naviere Stokes方程進行求解^［18］;②顆粒追蹤和沖蝕計算，將顆粒視為離散相，利用牛頓第二定律進行求解。

連續性和動量的一般方程為^［19］：

式中：ρ為氣體密度，kg/m³；u為氣體瞬時速度矢量，m/s；p為靜壓，Pa；τ為應力張量，Pa；ρg為體積力，N/m³；S_M為離散相引起的附加動量，N/m³。

管柱中的氣體流動是一種典型的湍流流動。ZHANG J.等^［20］通過對比CFD結果和試驗數發現，RNG k-ε模型是彎管沖蝕最為穩健的湍流模型。因此，采用RNG k-ε模型作為湍流模型^［21-23］

式中：μ_eff為有效黏度，Pa·s；G_k、G_b為湍流動能，Pa/s；α_k=α_ε分別為k和ε有效普照朗特數的倒數，無量綱，通常取1.39；ε為湍流擴散項，m²/s³；k為湍動能，m²/s²；C_1ε、C_2ε分別為公式常數，無量綱；x_j為x向量的第二分量，無量綱；μ_t為湍流黏度，Pa·s；R_ε為附加項，Pa/s²。

顆粒在管柱中的運動遵循牛頓第二定律。在笛卡爾坐標系下，顆粒力平衡方程的形式表示如下^［24］：

式中：m_p為顆粒的質量，kg；u_p為顆粒速度，m/s；ρ_p為顆粒的密度，kg/m³；F為附加力，N；m_pu-u_pτ_r為顆粒阻力（曳力），N；τ_r為顆粒的馳豫時間，s。

2.2 沖蝕模型參數修正

DNV沖蝕模型^［25］是在大量試驗數據和數值預測結果的基礎上形成的，主要用于預測直管、彎管、三通、焊接接頭和減速器的沖蝕。

DNV 沖蝕預測模型中，顆粒的侵蝕率

式中：n為材料相關速度指數，無量綱；C為模型常數，無量綱；v_p為粒子沖擊速度，m/s；f（γ）為粒子沖擊角γ的無量綱函數（以弧度為單位）。C和n通常由試驗決定，對普通碳鋼，C取值為2×10^-9、n取值2.6。模型常數A_i的數值見表1：

不同沖蝕模型對沖蝕結果影響大，為準確評估節流工具的抗沖蝕性能，還需要設計高溫沖蝕試驗。為避免試驗誤差，將多組沖蝕數據取平均值，得出GH5188合金在氣體溫度為800 ℃、氣體流速為80 m/s、沖擊角為20°條件下靶材沖蝕失重0.305 4 g。圖1為GH5188合金高溫沖蝕試驗結果。

將試驗條件中的氣體速度、沖蝕角度等條件代入式（8）和式（9），得到理論沖蝕磨損結果。對比試驗結果和理論結果，發現將DNV中的C值修改為1.119 03×10^-9，此時試驗結果與理論結果保持較好的一致性。

2.3 顆粒-壁面相互作用行為

在CFD軟件中，顆粒-壁面反彈模型常與沖蝕模型結合使用，用于計算顆粒的動態運動、沖蝕速率和最大沖蝕位置。采用Forderet顆粒-壁面反彈模型^［27］，結合沖蝕預測模型對顆粒進行追蹤，計算沖蝕量。法向恢復系數e_n和切向的恢復系數e_t分別表示顆粒撞擊壁面后速度的變化：

式中：θ為顆粒沖擊角度，rad。

3 數值模擬

3.1 幾何模型及網格劃分

圖2為節流工具幾何模型及網格劃分。井下節流工具由5部分組成，分別是上游管段、縮孔管段、節流管段、擴孔管段及下游管段。其中幾何模型的長度為1 072 mm，管柱直徑為114.3 mm，管柱壁厚為9.65 mm；節流部分采用雙孔設計，節流孔直徑為30 mm，雙孔圓心之間距離為38 mm，縮孔角度為21°，擴孔角度為15°。采用Fluent meshing方式劃分的幾何模型如圖2b所示。

3.2 網格無關性測試

為確保仿真模擬準確性的前提下提高計算效率，使用3、4、5、6、7 mm的網格對幾何模型進行Fluent沖蝕分析，膨脹層數目為5層。圖3為不同網格計算結果對比。（以單位時間內管柱壁面最大磨損率為指標）由圖3可知，在4～5 mm網格時，計算結果相差誤差小于5%，管柱最大沖蝕速率趨于穩定，因此采用5 mm網格尺寸作為模型計算網格。

3.3 邊界條件

在節流工具沖蝕分析時，認為管柱內氣體為連續相，砂礫為離散相；采用DPM離散相模型，假定顆粒形狀是規則球形；入口處采用速度入口邊界條件，其數值為5、10、15、20和25 m/s；出口采用壓力出口為邊界條件，其數值為5 MPa；顆粒-壁面反彈系數由式（10）和式（11）確定，氣體溫度設置為800 ℃。此外，在連續相和離散相之間施加雙向耦合。

4 結果與分析

4.1 氣體速度對沖蝕效果的影響

圖4為不同氣體速度下節流工具壁面磨損分布。由圖4可知，隨著氣體速度的增加，沖蝕區域呈現出由下端節流孔向上端節流孔偏移的趨勢，并且出現繞節流管段的環形分布，而管柱壁面最大受侵蝕位置始終位于下端節流孔處。

圖5為不同氣體速度下節流工具內部流場顆粒軌跡分布。

由圖5可知：在顆粒入射角度、氣體流經方向與管壁水平時，當氣體速度為5 m/s，大量顆粒由于自身慣性、流體曳力和重力的作用，在節流管段進口下端處發生第1次碰撞、在流經節流孔后與下游管段壁面發生第2次碰撞，此時顆粒回流現象較弱；當氣體速度為15 m/s，少量顆粒克服重力作用從管柱節流管段上端流過，顆粒回流現象加劇；當氣體速度為25 m/s，流經節流管段上端與下端的顆粒數目大致相同，此時顆粒之間碰撞現象加劇。

圖6為不同氣體速度下節流工具沖蝕磨損速率統計。由圖6可知：當氣體速度為5～20 m/s，節流工具壁面沖蝕磨損速率隨著氣體速度的增大而增大；當氣體速度為20～25 m/s，節流工具壁面沖蝕磨損速率與氣體速度呈現負相關且曲線增長率緩慢減小。造成這種現象的主要原因是在重力作用的影響下，當氣體速度增大到25 m/s時，流經節流孔上端的顆粒數目逐漸增多，在單位時間內流經節流孔下端的顆粒數目有所減少，因此節流孔下端侵蝕速率降低。

4.2 顆粒直徑對沖蝕效果的影響

保持其他參數不變，分析顆粒直徑對管柱壁面沖蝕磨損的影響。圖7為不同顆粒直徑下節流工具壁面磨損分布、圖8為不同顆粒直徑下節流工具內部流場顆粒軌跡分布。

由圖7和圖8可知，隨著顆粒直徑的增大，顆粒受到重力作用隨之增大，顆粒流經節流孔后與下游管發生回彈的數目減少。

圖9為不同顆粒直徑下節流工具沖蝕磨損速率統計。

由圖9可知：當氣體速度為5～20 m/s，節流工具壁面沖蝕磨損速率隨著顆粒直徑的增大而增大，其中氣體速度從15增加到20 m/s時，節流工具壁面沖蝕磨損率的增加幅度最大，各顆粒直徑下的增加率分別約為120%、20%和28%；當氣體速度從20增加到25 m/s時，顆粒直徑為1 mm時的節流工具壁面沖蝕磨損速率減少約41.2%、3 mm的增加約2.23%、5 mm的減少約5%。

顆粒直徑越大，顆粒慣性力越強、流體跟隨性越差，碰撞管壁時顆粒攜帶的動能越大，對節流工具的沖蝕影響也更加顯著；同時顆粒直徑增大導致其體積增加，管壁在單位面積上受到的碰撞力減少，因此沖蝕率曲線變得平緩。

保持其他參數不變，分析顆粒質量流量對管道壁面沖蝕磨損的影響。圖10為不同顆粒質量流量下節流工具壁面磨損分布。

由圖10可知，隨著顆粒質量流量增大，沖蝕磨損值隨之增大。

圖11為不同顆粒質量流量下節流工具內部流場顆粒軌跡分布。由圖11可知，顆粒質量流量為2.5×10^-4 kg/s，顆粒與節流工具發生碰撞的位置主要集中在進口管段的上表面，且流經上、下節流孔的顆粒數目基本相同；顆粒質量流量為5.0×10^-4、7.5×10^-4 kg/s，顆粒與節流工具發生碰撞的位置主要集中在上游管段與縮徑管段連接處附近，且流經下節流孔的顆粒數目明顯增多。

圖12為不同質量流量與沖蝕磨損速率統計。由圖12可知，節流工具壁面沖蝕磨損速率隨著顆粒質量流量的增大而增大。

當顆粒直徑為1 mm，顆粒質量流量從2.5×10^-4增加到5.0×10^-4 "kg/s時，節流工具壁面沖蝕磨損速率由7.663×10^-8增加到1.533×10^-7 "kg/（m²·s），是原先的2倍；顆粒質量流量從為2.5×10^-4增加到7.5×10^-4 "kg/s時，節流工具壁面沖蝕磨損速率由7.663×10^-8增加到2.30×10^-7 "kg/（m²·s），是原來的3倍。顆粒直徑為3和5 mm時，節流工具壁面沖蝕磨損速率的變化規律與顆粒直徑1 mm類似。

5 結 論

（1）氣體速度對沖蝕磨損量的影響效果顯著。隨著氣體速度的增加，氣化節流工具壁面的沖蝕速率增大，沖蝕區域呈現出由上游管段節流孔下端向上端偏移的趨勢；顆粒與管柱壁面的碰撞位置由下游管段逐漸向節流孔出口靠近且顆粒與管柱壁面發生碰撞的次數增多。

（2）顆粒直徑越大，顆粒慣性力越強、流體跟隨性越差，在與節流擋板碰撞時產生的反彈力就越小，此時顆粒反彈后位移減小，減緩了顆粒回流現象。

（3）顆粒質量流量增加，單位時間內通過節流工具的顆粒數目增多、顆粒與管柱壁面的碰撞次數增多，因此顆粒對節流工具的沖蝕磨損量增加，且顆粒越小時顆粒質量流量的沖蝕加劇作用越明顯。

［1］ 單佩金，梁杰，王皓正，等．不同氧氣濃度氣化劑下煤炭地下氣化過程（火用）分析［J/OL］．煤炭學報，2020：1-10（2020-09-21）．https：∥doi.org/10.13225/j.cnki.jccs.2020.0631．

SHAN P J，LIANG J，WANG H Z，et al.Exergy analysis of underground coal gasification with different oxygen concentrations［J］.Journal of China Coal Society，2020：1-10（2020-09-21）.https：∥doi.org/10.13225/j.cnki.jccs.2020.0631.

［2］ PERKINS G，SAHAJWALLA V.Modelling of heat and mass transport phenomena and chemical reaction in underground coal gasification［J］.Chemical Engineering Research and Design，2007，85（3）：329-343.

［3］ KHADSE A，QAYYUMI M，MAHAJANI S，et al.Underground coal gasification：a new clean coal utilization technique for India［J］.Energy，2007，32（11）：2061-2071.

［4］ PENG W S，CAO X W.Numerical prediction of erosion distributions and solid particle trajectories in elbows for gas-solid flow［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2016，30：455-470.

［5］ 李千登，管志川，樊朝斌，等．高壓液固兩相流節流閥耐沖蝕特性研究［J］．石油機械，2022，50（2）：89-94，101．

LI Q D，GUAN Z C，FAN C B，et al.Erosion-resisting characteristic study of throttle valve in high-pressure liquid-solid flow［J］.China Petroleum Machinery，2022，50（2）：89-94，101.

［6］ 樊學華，柳偉，祝亞茹，等．高溫高壓條件下流速對X70鋼CO₂沖刷腐蝕行為的影響［J］．表面技術，2020，49（12）：296-304．

FAN X H，LIU W，ZHU Y R，et al.Influence of impingement velocity on CO₂ erosion-corrosion behaviour of X70 steel at high-temperature and high-pressure conditions［J］.Surface Technology，2020，49（12）：296-304.

［7］ LIN N，LAN H Q，XU Y G，et al.Effect of the gas-solid two-phase flow velocity on elbow erosion［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2015，26：581-586.

［8］ BIKBAEV F A，MAKSIMENKO M Z，BEREZIN V L，et al.Wear on branches in pneumatic conveying ducting［J］.Chemical and Petroleum Engineering，1972，8（5）：465-466.

［9］ BIKBAEV F A，KRASNOV V I，MAKSIMENKO M Z，et al.Main factors affecting gas abrasive wear of elbows in pneumatic conveying pipes［J］.Chemical and Petroleum Engineering，1973，9（1）：73-75.

［10］ CHEN X H，MCLAURY B S，SHIRAZI S A.Numerical and experimental investigation of the relative erosion severity between plugged tees and elbows in dilute gas/solid two-phase flow［J］.Wear，2006，261（7/8）：715-729.

［11］ 孫曉陽，曹學文，謝振強，等．基于DSMC-CFD方法的氣固兩相流沖蝕預測研究［J］．表面技術，2020，49（9）：274-280．

SUN X Y，CAO X W，XIE Z Q，et al.Erosion prediction of gas-solid flow based on DSMC-CFD method［J］.Surface Technology，2020，49（9）：274-280.

［12］ SOLNORDAL C B，WONG C Y，BOULANGER J.An experimental and numerical analysis of erosion caused by sand pneumatically conveyed through a standard pipe elbow［J］.Wear，2015，336-337：43-57.

［13］ ZAMANI M，SEDDIGHI S，NAZIF H R.Erosion of natural gas elbows due to rotating particles in turbulent gas-solid flow［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2017，40：91-113.

［14］ MENG H C，LUDEMA K C.Wear models and predictive equations：their form and content［J］.Wear，1995，181-183，Part 2：443-457.

［15］ FAN J R，YAO J，ZHANG X Y，et al.Experimental and numerical investigation of a new method for protecting bends from erosion in gas-particle flows［J］.Wear，2001，251（1/12）：853-860.

［16］ XU L Y，WU F，YAN Y，et al.Numerical simulation of air-solid erosion in elbow with novel arc-shaped diversion erosion-inhibiting plate structure［J］.Powder Technology，2021，393：670-680.

［17］ 程樓，禹靜，李東升，等．氣體靜壓小孔節流焦耳-湯姆遜效應的測試研究［J］．中國測試，2022，48（5）：1-5．

CHENG L，YU J，LI D S，et al.Test research on the Joule-Thomson effect of aerostatic orifice throttling［J］.China Measurement amp; Testing Technology，2022，48（5）：1-5.

［18］ 周元明，黃文明，黃定友，等．氣井節流器計算方法及程序化探討［J］．內蒙古石油化工，2021，47（2）：54-58．

ZHOU Y M，HUANG W M，HUANG D Y，et al.Computation of gas well choke and discussion on its routinization［J］.Inner Mongolia Petrochemical Industry，2021，47（2）：54-58.

［19］ YAKHOT V，ORSZAG S A.Renormalization group analysis of turbulence.I.basic theory［J］.Journal of Scientific Computing，1986，1（1）：3-51.

［20］ ZHANG J，MCLAURY B S，SHIRAZI S A.Application and experimental validation of a CFD based erosion prediction procedure for jet impingement geometry［J］.Wear，2018，394-395：11-19.

［21］ 卓柯，邱伊婕，張引弟，等．顆粒參數對氣固兩相流沖蝕磨損的影響分析［J］．西安石油大學學報（自然科學版），2020，35（6）：100-106．

ZHUO K，QIU Y J，ZHANG Y D，et al.Influence of particle parameters on erosion wear of gas-solid two-phase flow in pipeline［J］.Journal of Xi’an Shiyou University（Natural Science），2020，35（6）：100-106.

［22］ CHEN X H，MCLAURY B S，SHIRAZI S A.Application and experimental validation of a computational fluid dynamics （CFD）-based erosion prediction model in elbows and plugged tees［J］.Computers amp; Fluids，2004，33（10）：1251-1272.

［23］ 張景臣，呂振虎，石善志，等.套管孔眼壓裂沖蝕大型現場實驗研究［J］.鉆采工藝，2023，46（3）： 85-91.

ZHANG J C，Lü Z H，SHI S Z，et al. Large-scale field experimental study of casing perforation erosion during fracturing［J］.Drilling and Production Technology，2023，46（3）：85-91.

［24］ PARSI M，NAJMI K，NAJAFIFARD F，et al.A comprehensive review of solid particle erosion modeling for oil and gas wells and pipelines applications［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2014，21：850-873.

［25］ DET NORSKE VERTITAS.Recommended practice RP 0501：Erosive wear in piping systems：DNV RP-O501-2007［S］.OSLO：DVN，2007.

［26］ FORDER A，THEW M，HARRISON D.A numerical investigation of solid particle erosion experienced within oilfield control valves［J］.Wear，1998，216（2）：184-193.

［27］ 周三平．基于斯托克斯數的彎管沖蝕數值模擬［J］．腐蝕與防護，2017，38（7）：557-561．

ZHOU S P.Numerical simulation of erosion of elbow based on stokes number［J］.Corrosion and Protection，2017，38（7）：557-561.第一

周兵超，生于1994年，現為在讀碩士研究生，研究方向為煤氣化管柱力學。地址：（710065）陜西省西安市。email：1450553449@.qq.com。

通信作者：王建軍，教授級高級工程師。email：wangjianjun005@cnpc.com.cn。

2024-03-09

任 武