張繼信，樊建春，駱嘉寶，甘 濟，卜 朗

(1.北京石油化工學院，安全生產(chǎn)工程技術(shù)研究院，北京 102617；2.中國石油大學(北京)，機械與儲運工程學院，北京 102249)

油氣田高壓三通管件沖蝕磨損研究

張繼信1，樊建春2，駱嘉寶1，甘 濟1，卜 朗1

(1.北京石油化工學院，安全生產(chǎn)工程技術(shù)研究院，北京 102617；2.中國石油大學(北京)，機械與儲運工程學院，北京 102249)

為準確掌握高壓三通管件在不同工況下管內(nèi)多相流的流動規(guī)律以及沖蝕磨損破壞情況，在高壓管匯材料沖蝕磨損試驗的基礎(chǔ)上，應(yīng)用計算流體力學方法及FLUNT軟件建立了適合于水力壓裂工況的液固兩相流數(shù)學模型及沖蝕計算模型，得到了在不同流動方式下，三通管件內(nèi)液相及固體粒子的流動規(guī)律以及三通管件沖蝕磨損的分布規(guī)律，研究結(jié)果可以為油氣田高壓管匯的設(shè)計、制造、重點部位的監(jiān)測等安全防護技術(shù)提供參考依據(jù)。

三通管件；壓裂液；沖蝕磨損；數(shù)值模擬

油氣田生產(chǎn)作業(yè)時，三通管件是地面設(shè)備中的主要輸送管件之一，也是高壓管匯的重要組成部分。在油氣田水力壓裂施工中，由于三通結(jié)構(gòu)的特殊性，三通管件與彎頭一樣也是容易發(fā)生沖蝕磨損的高壓管件[1-4]。與彎頭相比，三通管件的管內(nèi)流動方式更加復雜多樣，準確預測不同流動方式下三通管件的沖蝕磨損分布狀況并制定相應(yīng)的檢測與監(jiān)測措施，對保證高壓管匯的安全運行具有重要的現(xiàn)實意義。當前，國內(nèi)外相關(guān)人員針對彎頭沖蝕的研究較多，對于壓裂工況下，高壓三通管件的沖蝕磨損研究文獻較少[5-7]。在沖蝕磨損試驗基礎(chǔ)上，筆者利用材料沖蝕磨損試驗以及計算流體力學方法，研究水力壓裂工況下三通管件內(nèi)部多相流速度變化規(guī)律及其對管件沖蝕磨損的影響，對比研究不同工況下，三通管件的沖蝕磨損分布狀況，以及主要影響參數(shù)對管件沖蝕的影響規(guī)律，為高壓管匯優(yōu)化設(shè)計及使用過程中的安全可靠性提供參考。

1 試驗部分

水力壓裂施工時，攜砂液中的高流速、高強度、高硬度的支撐劑顆粒是地面高壓管匯設(shè)備以及壓裂管柱沖蝕破壞的主要因素。對于高壓管匯沖蝕磨損試驗裝置來說，全尺寸的沖蝕試驗裝置有一定的優(yōu)勢，能最大程度模擬水力壓裂施工時的實際工況，但是，在實驗室條件下，對高壓管匯加載高流速、高壓力難以實現(xiàn)，危險性較大，并且高壓管件加工工藝復雜，尺寸結(jié)構(gòu)多樣，加工大量全尺寸試樣成本昂貴。因此，筆者的研究方法是：(1)根據(jù)管匯材料的沖蝕磨損試驗確定主要的沖蝕影響參數(shù)如沖蝕角函數(shù)、流體速度影響函數(shù)等；(2)根據(jù)試驗結(jié)果建立沖蝕計算模型；(3)根據(jù)沖蝕計算模型，結(jié)合流體力學方法，利用CFD軟件模擬研究全尺寸三通管件的沖蝕磨損特性。

1.1 試驗裝置

沖蝕磨損試驗裝置常見的試驗平臺有旋轉(zhuǎn)型和噴射型裝置，筆者搭建的沖蝕磨損試驗平臺為射流型沖蝕試驗機，主要包括PLC控制系統(tǒng)、攪拌系統(tǒng)、射流系統(tǒng)、沖蝕室等。試樣的沖蝕攻角可調(diào)節(jié)，沖蝕介質(zhì)的速度可通過調(diào)節(jié)變頻器控制砂漿泵流量，或調(diào)整主管道和旁路的調(diào)節(jié)閥以及改變噴嘴大小等方法來實現(xiàn)。

1.2 試驗材料

沖蝕試樣材料為三通管件制造材料40CrNi2Mo合金鋼，根據(jù)三通管件制作工藝采取鍛-正火-調(diào)質(zhì)-機加工處理方法。沖蝕介質(zhì)采用清水加砂，砂粒采用常用的陶粒支撐劑，固體顆粒在砂漿中的體積分數(shù)設(shè)置為10%，砂粒粒徑為30～ 50目。沖蝕速度設(shè)置為5～30 m/s，分別研究主要影響參數(shù)如沖蝕角度、沖蝕速度對材料磨損的影響。

1.3 試驗結(jié)果

在不同的沖擊角條件下，沖蝕磨損形貌差別很大，隨著沖蝕角度的增加，沖蝕磨損形貌從狹長的條狀逐步過渡到圓環(huán)狀。SEM電鏡微觀掃描結(jié)果表明：小角度沖擊時，管匯材料失效模式主要以切削模型為主；大角度沖擊時，以塑性變形為主。

沖蝕角度對材料沖蝕磨損的影響曲線如圖1所示。由圖1可知，三通管件材料在30°沖蝕角時取得最大磨損值，在90°正面沖擊時，沖蝕磨損最小，符合塑性材料的典型特點。

沖蝕速度對試樣沖蝕率的影響如圖2所示。

由圖2可知，沖蝕速度是影響材料磨損的主要因素，在相同工況下，沖蝕速度越大，材料磨損越大，擬合曲線呈冪函數(shù)關(guān)系，沖擊速度指數(shù)n的擬合數(shù)值大約為1.8左右。

2 數(shù)值模擬部分

2.1 沖蝕計算模型

沖蝕計算模型采用FLUENT軟件內(nèi)置的沖蝕磨損計算模型[8-9]，模型中主要影響參數(shù)的取值根據(jù)材料的沖蝕磨損試驗結(jié)果獲得，首先計算流體施加在顆粒上的牽引力，接著對顆粒的軌跡進行預測，最后根據(jù)大量顆粒的平均破壞來估計材料表面的沖蝕分布。沖蝕磨損率計算式為：

(1)

其中：mp為固相質(zhì)量流量；A為沖蝕粒子碰撞管壁面的面積；K是與材料相關(guān)的常數(shù)，塑性材料取值一般為1.8e-9；vi為粒子沖擊速度；n為沖擊速度指數(shù)；f(α)是沖蝕角函數(shù)，沖擊速度指數(shù)與沖蝕角函數(shù)這2個對沖蝕磨損影響最大的參數(shù)，根據(jù)沖蝕磨損試驗結(jié)果擬合獲得，參考試驗結(jié)果，沖擊速度指數(shù)取值為常數(shù) 1.8，沖擊角函數(shù)也根據(jù)試驗結(jié)果獲取。計算時，假設(shè)固體粒徑均勻分布，選用標準k-ε雙方程湍流模型及標準壁面函數(shù)[10-11]。

2.2 三通模型建立及網(wǎng)格劃分

研究對象為國內(nèi)某石油機械廠生產(chǎn)的等徑正三通管件，采用高強度合金鋼模鍛成型，壓力等級為21～140 MPa，經(jīng)過整體熱處理提高產(chǎn)品的承壓強度，端頭有由壬連接，便于現(xiàn)場與各種壓裂固井設(shè)備連接。

首先建立三通管件的計算模型，為了使流體在管件內(nèi)充分發(fā)展，對三通的流動長度進行擴展，取每段擴展部分長度為200 mm。三通結(jié)構(gòu)圖如圖3(a) 所示，有A、B、C3個進出口，可設(shè)置流體從不同進出口流入或流出。計算區(qū)域構(gòu)建完成后，用GAMBIT繼續(xù)對計算的空間區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，完成計算空間的離散。為使計算更加準確且少占用內(nèi)存，這里劃分網(wǎng)格時采用六面體網(wǎng)格，并在管壁處添加適當?shù)倪吔鐚泳W(wǎng)格以便能更好地分析近管壁處的流動情況。利用GAMBIT劃分網(wǎng)格后如圖3(b) 所示。

按照流體在三通管件內(nèi)的流動方向，三通可分為4種類型，如圖4所示。其中，a型、b型各有1個進口、2個出口，為分流型三通；c型、d型各有2個進口、1個出口，為合流型三通。對于不同流動類型的三通，其沖蝕磨損的程度和分布均不同，需要分別進行討論。分別建立以下4種流動計算模型，劃分網(wǎng)格后分別設(shè)置不同的邊界條件。

2.3 邊界條件的設(shè)定

管段進口邊界條件設(shè)置為速度進口(Velocity inlet)，攜砂液和顆粒的速度方向相同，對于一進二出分流式三通，入口速度均為15 m/s；2個出口邊界條件分別設(shè)置為Outflow，流速權(quán)重各為0.5，管段出口邊界條件設(shè)置為Outflow。管壁邊界條件設(shè)為反射邊界，顆粒碰撞壁面，反彈后顆粒的動量有所改變，變化量由反彈系數(shù)決定，反彈系數(shù)的值取A.Forder與M.Thew等的研究結(jié)果[12]。沖蝕介質(zhì)為清水加砂，離散相粒徑為0.3 mm(50目)，視密度為3.3 g/cm3，體積密度為1.8 g/cm3，攜砂液中砂粒質(zhì)量濃度為126 kg/m3，流體的動力黏度為0.001 Pa·s。

2.4 數(shù)值模擬計算結(jié)果2.4.1 網(wǎng)格無關(guān)系驗證

FLUENT計算時，模型的網(wǎng)格劃分是基礎(chǔ)和前提，同時，網(wǎng)格劃分的結(jié)果還直接影響數(shù)值計算的穩(wěn)定性和結(jié)果的準確性。在GAMBIT中，三維模型可使用四面體、六面體、金字塔形、楔形等單元網(wǎng)格，在進行網(wǎng)格劃分時，應(yīng)綜合考慮網(wǎng)格總結(jié)點數(shù)、網(wǎng)格分布及正交性、后續(xù)FLUENT計算時數(shù)值耗散等多個方面，生成高質(zhì)量的網(wǎng)格是FLUENT計算最關(guān)鍵的因素之一，一般情況下，網(wǎng)格越密，計算精度越高，但是計算量也越大，計算周期也越長，隨著網(wǎng)格的加密，計算機浮點運算造成的舍入誤差也會增大。大部分的情況下，網(wǎng)格加密到一定程度后，對計算結(jié)果的影響相當小，因此在實際應(yīng)用中，通過網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，確定批量運算時最終網(wǎng)格的數(shù)量。針對本文計算用的三通模型，按照網(wǎng)格2倍遞增關(guān)系，分別劃分了以下4種密度的網(wǎng)格，對應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)量如表1所示。

表1 GAMBIT劃分的三通網(wǎng)格數(shù)量

以網(wǎng)格數(shù)量為自變量，a型流動方式下三通的最大沖蝕磨損率為變量，得到?jīng)_蝕磨損率計算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量變化的關(guān)系如圖5所示。

從圖5中可以看出，當網(wǎng)格數(shù)從84萬變至322萬時，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，沖蝕磨損率數(shù)值變化很小，因此，可認為84萬的網(wǎng)格已達到網(wǎng)格無關(guān)，取84萬的網(wǎng)格作為模型后續(xù)批量計算網(wǎng)格。

2.4.2 顆粒相速度矢量分布

4種流動方式下，三通管件內(nèi)(不包括延長段)顆粒相速度矢量圖如圖6所示。由圖6可以看出，在壓裂液的攜帶下，支撐劑顆粒對管件內(nèi)壁的碰撞的典型特征為：小角度、高流速。

2.4.3 液相速度等值線圖

4種流動方式下，三通管件內(nèi)液相速度等值線圖如圖7所示。正三通管件內(nèi)的液固兩相流動特征表明，在壓裂液的攜帶下，支撐劑顆粒對管件的沖蝕作用也是以低角度下的沖蝕磨損為主。

2.4.4 沖蝕磨損率分布

4種流動方式下，正三通管件的沖蝕磨損計算結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，4種流動類型的三通的沖蝕磨損分布區(qū)域明顯不同，由于流動差異，沖蝕磨損部位差別很大。

3 計算結(jié)果與討論

對于a型流動方式的三通管件，2個出口呈對稱結(jié)構(gòu)，由于湍流的擴散作用，流道在管件分叉附近紊亂，在叉道拐角處形成漩渦區(qū)，固體粒子小角度碰撞2個出口內(nèi)側(cè)管壁，流速最大值出現(xiàn)在三通2個出口遠離主管一側(cè)的位置，如圖6(a) 所示；流體在2個支管處分離時，靠近主管一端的兩側(cè)，產(chǎn)生1個明顯的低流速區(qū)域，如圖7(a) 所示；在2個出口遠離主管一側(cè)的位置由于流速較大，沖蝕磨損最大，如圖8(a)所示。

b型三通中流體從支管的一端流入，從主管及另一側(cè)支管流出，在湍流擴散作用、粒子運動的慣性力的共同作用下，沖蝕顆粒大部分會向主管的出口端流去，也有相當一部分的粒子在流向垂直支管出口的流體的黏附作用下，向垂直支管出口方向運動，其中一部分會和三通管壁發(fā)生碰撞，并且碰撞的位置集中發(fā)生在三通的肩部，固相顆粒流速最大值出現(xiàn)在靠近主管與支管間的肩部處，如圖6(b)所示；混合后形成了一個低流速區(qū)，如圖7(b)所示，與低壓區(qū)基本上重合，該區(qū)域的流速和管內(nèi)主流流動方向不同，混合后側(cè)靠近壁面的區(qū)域出現(xiàn)了漩渦流動。從圖8(b)可知，b型三通的最大沖蝕磨損部位出現(xiàn)在肩部2個出口相交的部位。

流動方式為c型的三通2個流動入口對稱，流體從2個支管流入，在出口管段初始位置合流，產(chǎn)生一個顆粒高速流動區(qū)域，如圖6(c)所示，進一步加劇了該處的湍流強度。與a型三通相似，在主管交匯處兩側(cè)區(qū)域則產(chǎn)生1個明顯的低流速區(qū)，如圖7(c)所示。在2個進口交匯處產(chǎn)生較大的湍流，加劇了粒子與管壁的碰撞，導致出口主管靠近中間部位的內(nèi)壁磨損最大，如圖8(c)所示。

d型流動方式下，流體從主管和一側(cè)的支管流入，從另一側(cè)支管流出，2個進口處合流后產(chǎn)生較大的湍流，導致三通出口段遠離主管一側(cè)的內(nèi)壁處顆粒流速急增，如圖6(d) 所示。在出口管靠近主管一側(cè)，出現(xiàn)明顯的低流速區(qū)域，如圖7(d)所示。從圖8(d)中可知，三通的最大磨損率產(chǎn)生在流動出口管段遠離主管一側(cè)的內(nèi)壁處。

正三通管件內(nèi)的液固兩相流動特征表明，三通內(nèi)顆粒相的流動也可以看作是管內(nèi)主流和二次流的攜帶作用、流動慣性以及湍流擴散作用綜合作用的結(jié)果。不同流動方式下，三通管件的沖蝕磨損分布情況與現(xiàn)場回收的失效樣品基本一致。

統(tǒng)計4種流動方式的三通管件在液固兩相流作用下的最大沖蝕磨損率與平均沖蝕磨損率對比如圖9所示。

沖蝕條件相同時，三通最大沖蝕區(qū)域為粒子碰撞頻率高、流速高的部位，不同的流動方式下，沖蝕顆粒的動能不同，單位時間內(nèi)粒子與管壁碰撞次數(shù)有所差別，局部受到的粒子沖蝕磨損也不同。由圖9可知，2種分流型三通(a型、b型)的最大沖蝕磨損率與平均磨損率相差不大，而合流型(c型、d型)流動方式，由于合流時湍流強度的差異，其最大沖蝕磨損率與平均磨損率存在一定差別，其中c型流動方式下的最大沖蝕磨損率與平均沖蝕磨損率最小，d型流動方式最大沖蝕磨損率與平均沖蝕磨損率最大。不同流動方式下，最大沖蝕磨損率的大小為：d型>b型>a型>c型，平均沖蝕磨損率的大小為：d型>a型>b型>c型。

4 結(jié)論

利用管件材料的沖蝕磨損試驗加CFD軟件數(shù)值模擬的方法對三通管件在不同流動方式下的液固流動特征及三通管件的沖蝕磨損狀況進行了對比研究，得到以下結(jié)論：

(1)不同沖擊角條件下，管件材料的沖蝕磨損形貌差別很大，小角度沖擊時，管匯材料磨損主要以切削模型為主，大角度沖擊時，磨損以塑性變形為主，三通管件材料在30°沖蝕角時取得最大磨損值，在90°正面沖擊時，沖蝕磨損最小；沖蝕速度是影響材料磨損的主要因素，速度對材料磨損的影響曲線可擬合為冪函數(shù)關(guān)系。

(2)高壓管匯三通管件內(nèi)液固兩相流動特征表明，顆粒運動是主流和二次流的攜帶作用、湍流擴散作用的綜合結(jié)果；在壓裂液的攜帶下，支撐劑顆粒對管件的沖蝕破壞也是以低角度下的沖蝕磨損為主。

(3)三通管件因流動方式不同，沖蝕磨損分布也不同，沖蝕磨損嚴重的區(qū)域主要發(fā)生在三通管件的腋窩及肩部，對于不同的高壓管件結(jié)構(gòu)，應(yīng)根據(jù)其沖蝕磨損的具體分布狀況分別確定需重點檢測及監(jiān)測的部位，防止管件在運行時失效。

(4)對于高壓三通管件易發(fā)生沖蝕磨損的區(qū)域，應(yīng)加強監(jiān)測或定期檢測，在管件設(shè)計或加工制造時，可采取提升管件材質(zhì)，表面強化處理或者進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造等預防措施，提高管件使用的可靠性。

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Research on Erosion Wear of Tee Joint During Hydraulic Fracturing Slurry Flow

ZHANG Ji-xin1， FAN Jian-chun2， LUO Jia-bao1, GAN Ji1, BO Lang1

(1.Beijing Institution of Petrochemical Technology， Beijing 102617， China；2.China University of Petroleum， Beijing 102249， China)

In order to accurately obtain the specific erosive wear distribution as well as the multiphase flow mechanism of the high pressure pipe joints, based on the erosive wear testing experiment for high pressure pipe joint materials, this paper adopts Computational fluid dynamics (CFD) analysis and ANSYS-FLUNT software to build the solid-flow phase mathematical model, which is suitable for hydraulic fracturing working condition.The particulate phaseis introduced in the fluid by utilizing the discrete phase model (DPM)in a Lagrangian frame of reference inthe continuous phase,adopting a Lagrange frame ofcoordinates and leading to the computation of the particletrajectories. The flow of liquid and solid particles and erosion wear distribution under different flow patterns in tee Joint were obtained. The consistency of the proposed research may provide references for the safety technology of high pressure pipe joints such as the optimization design and key component monitoring.

tee joint； fracturing fluids； erosive wear； numerical simulation

2016-06-22

北京石油化工學院“科技創(chuàng)新資助項目”(15031862005/014)；國家自然科學基金資助項目(51275528)；十二五國家科技重大專項(2011ZX05048)；北京石油化工學院北京市大學生科學研究與創(chuàng)業(yè)行動計劃[VRT]資助項目(160320820011163)。

張繼信，男，博士，講師，研究方向為壓力容器、壓力管道安全保障技術(shù)，E-mail：zjx@bipt.edu.cn。

TG172

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