鍛制彎頭內部流場分析

談文虎 趙朝文 文代龍 張維臣 胡 錦 孔 云

1.中國石油集團工程設計有限責任公司西南分公司，四川 成都 610041；2.中國石油西南油氣田公司重慶氣礦，重慶 400021；3.中國石油西南油氣田公司川西北氣礦，四川 江油 621700

0 前言

近年來，隨著國內天然氣氣田的不斷開發，高壓高酸性氣田不斷增多。由于高壓高酸性天然氣介質對管材、管件壁厚及腐蝕余量的特殊要求，標準管件［1］已經不能滿足其開發要求。同時，采用進口管件［2］將大大增加開發成本。因此，部分設計單位提出選用適當材料的鍛件制作非標管件的設計思路，并將此種非標管件成功地應用于國內各酸性氣田中，為氣田開發帶來良好的經濟效益。

鍛制彎頭作為最基本的鍛制管件，與標準彎頭相比，不管外形還是內部流道都有較大差異。鍛制彎頭的設計除需著重滿足承壓外，還要求加工方便，制造成本低。但鍛制彎頭加工出來的流道對介質流動產生的影響鮮有報道。

1 鍛制彎頭的設計

鍛制彎頭采用鍛件，經刨、車、銑三道主要工序制造而成，故基體呈現立方體結構，見圖1-a）。流道轉彎處的封頭端是整個鍛制彎頭承壓相對薄弱的位置。因此鍛制彎頭設計的要點在于保證流道封頭端的承壓能力。通過此種方法設計出的鍛制彎頭流道內側端厚度較大，具有足夠的承壓能力。

封頭厚度按一體式圓形平蓋計算，公式［3］為：

式中：δP為封頭計算厚度，mm；Dc為封頭計算直徑，mm；Pc為計算壓力，MPa；K 為結構特征系數，取 0.27； ［σ］t為設計溫度下材料的許用應力，MPa；φ為焊接接頭系數，取1.0。

封頭計算直徑Dc應為鍛制彎頭對應管材內徑Di與2倍腐蝕余量C之和，即應考慮腐蝕后封頭的承壓安全。

計算所得的封頭厚度δp，加上腐蝕余量C，再經過取整，即可得到鍛制彎頭封頭的名義厚度δ（mm）。最后結合銑刀的錐孔高度和接管大小，得出鍛制彎頭立方體的邊長L（mm），最終設計出符合要求的鍛制彎頭。

以新疆某氣田地面建設工程中的鍛制彎頭設計為例。鍛制彎頭的接管材質為L245NCS，規格Φ60.3×6.3，設計壓力10MPa，設計溫度Tc100℃，設計腐蝕余量為3 mm。鍛制彎頭設計結果見表1。

表1 10.0MPa DN 50鍛制彎頭設計結果

由于鍛制彎頭設計、制造的特殊性，使得內部流道與標準彎頭有較大差異。下面通過CFD商業軟件對鍛制彎頭內部流體流場分布情況，以及流體流動對鍛制彎頭產生的影響進行分析。

2 網格劃分及邊界條件

首先從鍛制彎頭模型中提取流體流道模型，見圖2-a）。再利用CFD的前處理軟件對模型進行網格劃分。

由于此模型兩端圓柱體結構規則，交匯處的模型結構較為復雜，因此模型的網格劃分可分為兩部分處理。兩端的圓柱體部分采用計算特性較好的六面體結構，而交匯部分，為了適應模型結構的變化，則采用四面體結構。為了適應流態變化，在流體轉彎處采用較細的網格，而流態變化小的圓柱體區采用較粗的網格，見圖2-b）。此模型劃分后的網格數量為17萬個。

圖2 鍛制彎頭流道網格劃分

以7.0MPa、40℃的天然氣以7m/s的流速流經彎頭為例對鍛制彎頭內部流場進行分析。根據鍛制彎頭流道結構，可分為兩種流通方式：

流通方式Ⅰ：天然氣從圖1-b）的端口A進入，從端口B流出；

流通方式Ⅱ：天然氣從圖1-b）的端口B進入，從端口A流出。

邊界條件設置：入口端設置為速度入口，溫度40℃，流速7m/s；出口端設置為自由出流；其余設置為絕熱固壁。因此流動過程中，不考慮傳熱對流場的影響。根據工藝計算軟件HYSYS可以算出天然氣在7.0MPa、40℃工況下的所有物性參數，其中流場計算所需的主要物性參數見表2。

表2 天然氣在7.0MPa、40℃的物性參數

3 數值模型

由于本算例為單介質流動，流動過程僅為物理過程，因此數值模型中不考慮組分守恒方程和化學守恒方程。質量守恒方程和動量守恒方程［4］分別如下：

其中

整個流動過程中不存在源項，Sm=0。

流動過程中不存在外部體積力，Fi=0。

流體密度較小，流經鍛制彎頭時間較短，因此不考慮重力作用，ρgi=0。

能量方程：

其中

湍流方程選用標準k－ε方程：

本模型的解法器采用基于密度的耦合解法器，方程采用Roe-FDS矢通量分裂法求解。

4 計算結果

4.1 流動跡線

圖3為流動跡線圖，流通方式Ⅰ和流通方式Ⅱ在下游都會出現內側的低壓旋渦，越靠近轉彎處，旋渦強度越大。可見，鍛制彎頭內流動旋渦的存在，將造成部分壓力損失。通過計算進出口總壓的面積平均值，得出兩種流通方式的總壓損失見表3。

表3 兩種流通方式下的總壓損失

4.2 壓力波動

圖4為z=0中剖面上流場的總壓分布。圖4中，流場在流動轉彎后的內側形成明顯的低壓區。彎頭轉彎處流場發生突變，壓力出現波動，產生一定的沖擊；同時彎頭下游處存在較明顯的渦流現象，見圖3。在有腐蝕性介質存在的條件下，壓力波動與流動旋渦都將鍛制彎頭的腐蝕產生一定的影響［5］。

圖4 z=0中剖面上總壓分布圖

4.3 速度分布及壁面剪切

圖5為z=0中剖面上流場的速度分布。圖5中，流場在流動轉彎后的外側形成明顯的沖刷區。流通方式Ⅰ的高速流動核心區離壁面1還有一定的距離，而流通方式Ⅱ的高速流動核心區則完全附著于壁面2上。壁面1和2的壁面剪切應力分別見圖6、7。可以看出，壁面1的剪切應力在流道拐轉的根部最大，約14 Pa，隨著位置的遠離，應力逐漸減小；壁面2的剪切應力先增大再減小，最大值約16 Pa。值得注意的是，壁面2的剪切應力在中部存在跳躍增大位置，這是由于高速氣流集中沖刷壁面造成的，而此類沖刷也是造成材料加速腐蝕的重要因素之一［6］。

5 結論

從以上模擬結果可得：

a）鍛制彎頭內有流動旋渦產生，導致壓力能損失。流通方式Ⅰ的壓力能損失大于流通方式Ⅱ。

b）鍛制彎頭內流場在轉彎后的內側形成壓力波動與流動旋渦。在有腐蝕性介質存在的條件下，壓力波動與流動旋渦都將對鍛制彎頭的腐蝕產生一定的影響。

c）鍛制彎頭內流場在轉彎后的外側形成沖刷區。流通方式Ⅱ的沖刷對材料腐蝕的影響大于流通方式Ⅰ。

綜上，鍛制彎頭焊接時對流通方式的選擇應根據工況條件決定。對于強腐蝕工況，推薦采用流通方式Ⅰ，通過錐形端靜止介質的緩沖，減小下游壁面的沖刷腐蝕，從而增加鍛制彎頭的安全性和使用壽命。

［1］GB/T 12459-2005，鋼制對焊無縫管材［S］.GB/T 12459-2005，SteelButtW elding Seam lessPipes［S］.

［2］張有渝，成一宇.站場用管件的設計與制造［J］.天然氣與石油，2005，23（4）：44-46.Zhang Youyu，Cheng Yiyu.Design and Manufacture of Fittings Used in Stations［J］.NaturalGasand O il，2005，23（4）：44-46.

［3］GB 150-1998，鋼制壓力容器［S］.GB 150-1998，SteelPressure Vessels［S］.

［4］韓占忠，王 敬，蘭小平.FLUENT流體工程仿真計算實例與應用［M］.北京：北京理工大學出版社，2004.14-15.Han Zhanzhong，W ang Jing，Lan Xiaoping.FLUENT Fluid Engineering Simulation Calculation Exampleand itsApplication［M］.Beijing:Beijing Institute of Technology Press，2004.14-15.

［5］范志剛，李翠楠，王 燕，等.流速對天然氣輸氣管道腐蝕的影響規律研究［J］.鉆采工藝，2010，33（2）：33-35.Fan Zhigang，Li Cuinan，W ang Yan，et al.Study on Effects of Flow Velocity on NaturalGasPipeline Corrosion ［J］.Drilling&Production Technology，2010，33（2）：33-35.

［6］鄭玉貴，姚治銘.流體力學因素對沖刷腐蝕的影響機制［J］.腐蝕科學與防護技術，2000，12（1）：36-40.Zheng Yugui，Yao Zhim ing.Fluid Mechanics Factors on the Corrosion Mechanism of the Effect of Erosion ［J］.Corrosion Science and Protection Technology，2000，12（1）：36-40.