陳 錚,路 偉,趙志頂,呂海武,徐光遠(yuǎn),王奎升

(1. 北京化工大學(xué)，北京 100029; 2. 中國石油吉林石化公司 檢測(cè)中心，吉林 132021;3. 中國石油長城鉆井公司，北京 100101)

?

基于Fluent的異徑偏心彎管環(huán)烷酸沖蝕分析

陳 錚1,路 偉2,趙志頂3,呂海武2,徐光遠(yuǎn)2,王奎升1

(1. 北京化工大學(xué)，北京 100029; 2. 中國石油吉林石化公司 檢測(cè)中心，吉林 132021;3. 中國石油長城鉆井公司，北京 100101)

在高溫環(huán)烷酸腐蝕環(huán)境中，應(yīng)用Fluent軟件對(duì)不同結(jié)構(gòu)尺寸的異徑偏心彎管彎頭與變徑后直管段內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。根據(jù)流速、剪切力等流體力學(xué)參數(shù)的變化情況，結(jié)合高溫環(huán)烷酸腐蝕機(jī)理，分析了流場(chǎng)對(duì)異徑偏心彎管沖蝕的影響，預(yù)測(cè)并驗(yàn)證了異徑偏心彎管易腐蝕的部位。結(jié)果表明：異徑偏心彎管彎頭兩側(cè)與外側(cè)還有變徑后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力較大，易發(fā)生環(huán)烷酸沖蝕；彎頭內(nèi)側(cè)剪切力隨直管段長度增大而增大，彎頭兩側(cè)剪切力隨直管段長度增大而減小，彎頭外側(cè)剪切力不隨直管段長度改變而改變。因此，在實(shí)際檢測(cè)中，對(duì)于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭兩側(cè)與外側(cè)，還要注意彎頭內(nèi)側(cè)的檢查。

異徑偏心彎管；沖蝕；環(huán)烷酸腐蝕；數(shù)值模擬

隨著我國煉制高酸原油的比例逐漸提高，高酸原油煉制過程中加工設(shè)備及裝置管線出現(xiàn)的環(huán)烷酸腐蝕日益嚴(yán)重。為了防止管道發(fā)生腐蝕泄漏，企業(yè)往往會(huì)在管線易腐蝕的部位上安裝監(jiān)測(cè)裝置，但由于管線數(shù)量眾多，且管道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，同時(shí)考慮經(jīng)濟(jì)性，監(jiān)測(cè)裝置長度有限，所以很難對(duì)管線的高危腐蝕部位做到全面監(jiān)測(cè)。

影響環(huán)烷酸腐蝕速率的因素很多，主要有溫度、流速、流態(tài)、酸值、含硫量以及設(shè)備材料[1]。在同一段管道內(nèi)介質(zhì)的溫度、酸值、含硫量以及設(shè)備的材料都幾乎相同，因此變化較大的只有介質(zhì)的流態(tài)和流速兩種因素。由于在異徑偏心彎管的大小頭與彎頭處流速與流態(tài)發(fā)生改變，導(dǎo)致異徑偏心彎管不同部位的腐蝕速率存在差異。如果能夠通過計(jì)算得出異徑偏心彎管內(nèi)流體的流速、流態(tài)分布情況及與之相關(guān)的流體力學(xué)參數(shù)，就可以預(yù)測(cè)其腐蝕速率較高的部位，并對(duì)此部位提前進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè)。

隨著計(jì)算流體力學(xué)的發(fā)展，國內(nèi)大量學(xué)者都開始采用數(shù)值模擬的方法來研究流體流動(dòng)對(duì)腐蝕產(chǎn)生的影響。雍興躍[2]將數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)相結(jié)合，研究了在質(zhì)量分?jǐn)?shù)3.5% NaCl溶液中湍流狀態(tài)下碳鋼的腐蝕情況，驗(yàn)證了臨界流體力學(xué)參數(shù)對(duì)流動(dòng)腐蝕的重要作用；張政等[3]對(duì)突擴(kuò)圓管內(nèi)固液兩相流沖刷腐蝕過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并與前人模擬的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證其準(zhǔn)確性；梁光川等[4]應(yīng)用數(shù)值模擬方法對(duì)輸油管道的彎頭沖蝕進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了彎頭為較易腐蝕的部位。前人的研究證明了應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)來研究流動(dòng)加速腐蝕的可行性，但應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)方法研究異徑偏心彎管內(nèi)環(huán)烷酸流動(dòng)腐蝕的研究甚少。本工作在前人研究的基礎(chǔ)上,對(duì)高溫環(huán)烷酸腐蝕條件下的異徑偏心彎管進(jìn)行數(shù)值模擬分析，以獲得其內(nèi)部的流場(chǎng)分布，并以此為依據(jù)來預(yù)測(cè)在高溫環(huán)烷酸腐蝕條件下異徑偏心彎管易發(fā)生腐蝕的部位。

1　數(shù)值模擬

1.1控制方程

假設(shè)模擬介質(zhì)為不可壓縮流體，流體流動(dòng)的控制方程為質(zhì)量守恒方程與Navier-Stokes方程。流體不可壓縮，所以流體密度ρ為常數(shù)，即?ρ/?t=0，質(zhì)量守恒方程簡化為[5]:

(1)

Navier-Stokes方程為:

(2)

式中：u，v，w分別為速度矢量在x，y，z方向上的速度分量；ρ為流體密度；p為壓力；μ為動(dòng)力黏度系數(shù)；Fu、Fv、Fw為微元體受到的力；t為時(shí)間。

1.2湍流模型

由于突擴(kuò)彎管內(nèi)流場(chǎng)雷諾數(shù)較高，流體呈湍流狀態(tài)，故采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型來求解[6]，其輸運(yùn)方程為:

(3)

(4)

式中：k為湍動(dòng)能；ui為速度分量；xi，xj為坐標(biāo)分量，這里所有的i和j指標(biāo)取值范圍為(1,2,3)；μl為湍動(dòng)黏度；Gk為由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；Gb為由浮力引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；YM為可壓縮湍流中脈動(dòng)擴(kuò)張的貢獻(xiàn)；C1ε、C2ε和C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；σk和σε分別是與湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)；Sk和Sε為用戶定義的源項(xiàng)[4]。

1.3物理模型與網(wǎng)格劃分

以某煉油廠常減壓裝置常底渣油管線90°異徑偏心彎管為模型進(jìn)行建模，模型由五部分組成，分別為入口段、變徑段、變徑后直管段、彎頭段以及出口段。為了保證流動(dòng)的充分發(fā)展，建模時(shí)對(duì)入口進(jìn)行了延長，其結(jié)構(gòu)及具體尺寸如圖1所示。

對(duì)模型采用掃掠的方法進(jìn)行六面體網(wǎng)格的劃分[5]，由于k-ε湍流模型針對(duì)充分發(fā)展的湍流才有效，而在壁面附近流動(dòng)幾乎為層流，所以需要采用壁面函數(shù)法將壁面上的物理量與湍流核心區(qū)內(nèi)相應(yīng)的物理量關(guān)聯(lián)，這就需要在劃分網(wǎng)格時(shí)把第一個(gè)內(nèi)節(jié)點(diǎn)布置在湍流充分發(fā)展的區(qū)域內(nèi)。Y+值是用來衡量流體與壁面距離的無量綱參數(shù)，為了把第一個(gè)內(nèi)節(jié)點(diǎn)布置在湍流充分發(fā)展的區(qū)域內(nèi)，需保證Y+值在30～300的范圍內(nèi)[5]，這就需要對(duì)模型進(jìn)行邊界層劃分，圖2為劃分好網(wǎng)格后的Y+值分布云圖，從圖2中可以看出Y+值都在30～300之間,保證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1.4邊界條件和計(jì)算方法

依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)管道工藝參數(shù)設(shè)定邊界條件，管道入口采用質(zhì)量流量入口，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)設(shè)定質(zhì)量流量為20.28 kg/s；管道出口采用壓力出口邊界條件，并將出口壓力設(shè)為101.325 kPa；壁面邊界條件設(shè)為固壁無滑移條件；流動(dòng)介質(zhì)為渣油，其物理性質(zhì)按實(shí)際測(cè)試所得(密度947 kg/m3、在350℃下的黏度為0.88 mm2/s)。采用SIMPLE算法[6]求解壓力速度耦合，控制方程采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散。

2　結(jié)果與討論

渣油在管道內(nèi)流動(dòng)時(shí)，渣油中的環(huán)烷酸分子會(huì)穿過流體的邊界層，在高溫條件下與壁面的鐵分子發(fā)生反應(yīng)生成環(huán)烷酸鐵，其反應(yīng)方程見式(5)[6]。

(5)

環(huán)烷酸鐵溶于油中并脫離金屬表面，露出金屬裸面，使腐蝕不斷進(jìn)行。從其反應(yīng)機(jī)理可以發(fā)現(xiàn)，腐蝕速率主要是由環(huán)烷酸分子向壁面的傳質(zhì)速率控制，各種流體力學(xué)參數(shù)對(duì)其腐蝕速率的影響實(shí)質(zhì)上都是對(duì)其傳質(zhì)速率的影響。傳質(zhì)速率可以由傳質(zhì)系數(shù)K來表示。在湍流條件下，傳質(zhì)系數(shù)K可用表示[7]。

(6)

(7)

式中：μ為動(dòng)力黏度系數(shù)；ρ為流體密度；D為擴(kuò)散系數(shù)；U為流體運(yùn)動(dòng)速度；τ為剪切應(yīng)力。

從式中可以看出傳質(zhì)系數(shù)K與剪切應(yīng)力τ成正比。在使用壁面函數(shù)的條件下，壁面切應(yīng)力可以用式表示[5]。

(8)

式中：ρ為流體密度；kp為流體近壁處湍動(dòng)能;up為近壁處流體流速;u+為近壁處流速的無量綱參數(shù)。

從其表達(dá)式可以看出，壁面剪切應(yīng)力與湍動(dòng)能的二分之一次方和近壁流速成正比。因此通過剪切力的分布可以判斷出管道內(nèi)部流場(chǎng)的狀態(tài)與流速的分布,從而可以通過剪切力的分布來預(yù)測(cè)管道易腐蝕的部位。

從圖3中可以看出，壁面剪切力在入口段出現(xiàn)最大值，變徑后直管段在180°～360°區(qū)域內(nèi)剪切應(yīng)力較大；彎頭兩側(cè)及外側(cè)剪切應(yīng)力較大，彎頭內(nèi)側(cè)剪切力較小。

由圖4和圖5可以發(fā)現(xiàn)，流速最大值出現(xiàn)在入口段；變徑后直管段，在180°～360°區(qū)域內(nèi)流速要大于0°～180°區(qū)域內(nèi)流速，且流體在0°～180°區(qū)域內(nèi)流速較小，流速分布不均；在彎頭段，流體流速分布均勻，流速由彎頭內(nèi)側(cè)向外側(cè)逐步增大。

當(dāng)流體流量一定時(shí)，由于變徑后直管段管道直徑大于入口段管道直徑，所以入口段流速大于變徑后直管段流速。而剪切力與流速成正比，所以入口段壁面剪切力大于變徑后直管段壁面剪切力；當(dāng)流體從入口段流入變徑后直管段時(shí)，由于慣性，新流入的流體不會(huì)馬上充滿變徑后直管段，而是沿著流動(dòng)方向逐漸地?cái)U(kuò)張，最后充滿變徑后直管段。因此在變徑后直管段管壁與主流間形成漩渦，如圖6所示。主流帶動(dòng)漩渦不斷向下游移動(dòng)，漩渦流速較低[8]，導(dǎo)致在管道0°～180°附近出現(xiàn)低流速區(qū)；當(dāng)流體流經(jīng)彎頭時(shí)，低流速區(qū)內(nèi)的流體沿彎頭內(nèi)側(cè)流動(dòng)，流速較低，壁面剪切力相對(duì)較小。主流沿彎頭兩側(cè)和外側(cè)流動(dòng)，壁面剪切力較大。但由于離心力的作用，彎頭外側(cè)壓力較大，根據(jù)伯努利方程，同一流線上各點(diǎn)的單位質(zhì)量流體的總比能為常數(shù)[9]，彎頭外側(cè)壓能大，相應(yīng)的動(dòng)能會(huì)減小，從而使主流流速有所下降，導(dǎo)致彎頭外側(cè)的剪切力小于變徑后直管段主流流動(dòng)區(qū)域內(nèi)的壁面剪切力。

由于剪切力會(huì)對(duì)管道內(nèi)氧化物保護(hù)膜產(chǎn)生破壞作用[10]，同時(shí)剪切力還會(huì)對(duì)腐蝕介質(zhì)向壁面?zhèn)髻|(zhì)產(chǎn)生影響，剪切力大的部位傳質(zhì)系數(shù)大[11],所以剪切力大的部位環(huán)烷酸腐蝕嚴(yán)重。根據(jù)檢測(cè)數(shù)據(jù)顯示，管內(nèi)介質(zhì)酸值為0.6 mg·KOH/g，管道操作溫度為350 ℃，符合高溫環(huán)烷酸的腐蝕環(huán)境。按圖7所示位置進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)厚，測(cè)得的數(shù)據(jù)見表1。其中白色圓圈部位為厚度低于7 mm的較薄部位。從圖7可以看出，壁厚較薄部位位于變徑后直管段180°～360°附近和彎頭兩側(cè)，與模擬所得高剪切力區(qū)域分布情況相吻合，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，使模擬結(jié)果具有一定的價(jià)值。

當(dāng)其他條件不變時(shí)，改變變徑后直管段長度，其彎頭不同部分最大剪切力變化情況如圖8所示?？梢姡瑥濐^兩側(cè)最大剪切力隨變徑后直管段長度的增加而減小，彎頭內(nèi)側(cè)最大剪切力隨變徑后直管段長度增加而增大，彎頭外側(cè)最大剪切力則不隨變徑后直管段長度改變而改變。其主要原因是變徑后,直管段內(nèi)漩渦在隨著主流運(yùn)動(dòng)的過程中能量逐漸減小，變徑后直管段長度越長，漩渦在彎頭附近影響范圍越小，彎頭內(nèi)側(cè)流速越大，剪切力越大。主流由于不斷地被漩渦消耗能量，導(dǎo)致流速不斷下降，變徑后直管段越長，主流消耗能量越多，主流在彎頭內(nèi)流速越低，彎頭兩側(cè)剪切力越小。所以對(duì)于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭的兩側(cè)，其彎頭的內(nèi)側(cè)與外側(cè)也易發(fā)生腐蝕。

3　結(jié)論

(1) 采用有限元法，對(duì)異徑偏心彎管變徑后直管段和彎頭段進(jìn)行數(shù)值模擬分析。發(fā)現(xiàn)異徑偏心彎管彎頭兩側(cè)與外側(cè)還有變徑后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力較大，易發(fā)生環(huán)烷酸沖蝕腐蝕，應(yīng)予以重點(diǎn)監(jiān)測(cè)。

(2) 對(duì)變徑后直管段長度不同的異徑偏心彎管彎頭段流場(chǎng)分析表明，彎頭內(nèi)側(cè)剪切力隨直管段長度增大而增大，彎頭兩側(cè)剪切力隨直管段長度增大而減小，彎頭外側(cè)剪切力不隨直管段長度改變而改變。因此，在實(shí)際檢測(cè)中，對(duì)于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭兩側(cè)與外側(cè)，還要注意彎頭內(nèi)側(cè)的檢查。

[1]雷良才,梁紅玉,徐永祥,等. 石油加工中的環(huán)烷酸腐蝕[J]. 腐蝕與防護(hù),2001,22(7):287-289.

[2]雍興躍,劉景軍,林玉珍,等. 數(shù)值計(jì)算法在流體腐蝕研究中的應(yīng)用——(Ⅱ)湍流條件下金屬的腐蝕[J]. 中國腐蝕與防護(hù)學(xué)報(bào),1999(1):8-14.

[3]張政,程學(xué)文,鄭玉貴,等. 突擴(kuò)圓管內(nèi)液固兩相流沖刷腐蝕過程的數(shù)值模擬[J]. 腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù),2001(2):89-95.

[4]梁光川,聶暢,劉奇,等. 基于FLUENT的輸油管道彎頭沖蝕分析[J]. 腐蝕與防護(hù),2013,34(9):822-824.

[5]王福軍. 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析-CFD軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京:清華大學(xué)出版社,2004.

[6]周建龍,李曉剛,程學(xué)群,等. 高溫環(huán)烷酸腐蝕機(jī)理與控制方法研究進(jìn)展[J]. 腐蝕與防護(hù),2009,30(1):1-6.

[7]RANI H P,DIVYA T,SAHAYA R R,et al. CFD study of flow accelerated corrosion in 3D elbows[J]. Annals of Nuclear Energy,2014,69:344-351.

[8]朱紅鈞,曹妙渝,陳小榆,等. 油水兩相變徑管流動(dòng)模擬研究[J]. 內(nèi)蒙古石油化工,2009(2):10-12.

[9]馬貴陽. 工程流體力學(xué)[M]. 北京:石油工業(yè)出版社,2009.

[10]偶國富,許根富,朱祖超,等. 彎管沖蝕失效流固耦合機(jī)理及數(shù)值模擬[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào),2009(11):119-124.

[11]AHMED W H,BELLO M M,EL NAKLA M,et al. Flow and mass transfer downstream of an orifice under flow accelerated corrosion conditions[J]. Nuclear Engineering and Design,2012,252:52-67.

Naphthenic Acid Erosion-Corrosion Analysis of Eccentric Reducing Elbow Pipe Based on Fluent

CHEN Zheng1, LU Wei2, ZHAO Zhi-ding3, Lü Hai-wu2, XU Guang-yuan2, WANG Kui-sheng1

(1. Beijing University of Chemical Technology, Beijng 100029, China; 2. CNPC Jilin Petrochemical Inspection Center,Jilin 132021, China; 3. CNPC Greatwall Drilling Company, Beijing 100101, China)

In the environment of high temperature naphthenic corrosion, the flow distribution in the straight parts and elbow parts of eccentric reducing elbow pipes in different structures and sizes was analyzed using software of Fluent. The change of flow velocity and wall shear stress in eccentric reducing elbow was analyzed in conjunction with the high temperature erosion mechanism of naphthenic acid, to show how the erosion-corrosion in eccentric reducing elbow was influenced by flow distribution, and to predict and verify the places easily corroded. The results show that elevated levels of shear stress were found along the elbow lateral, elbow extrados and the 180°～360° of the straight pipe after the reducer, where naphthenic acid erosion-corrosion easily occured. With the increase of the straight pipe length, the shear stress in elbow intrados increased, the shear stress in elbow lateral decreased, the shear stress in elbow extrados did not change. Therefore in the actual testing, not only the elbow lateral and extrados but also the elbow intrados are necessary to be checked for eccentric reducing elbow with long straight pipe.

eccentric reducing elbow; erosion-corrosion; naphthenic acid corrosion; numerical simulation

10.11973/fsyfh-201604014

2015-09-06

王奎升(1955-),教授,博士,從事石油化工設(shè)備的腐蝕與防護(hù)研究,13051199512,kuishengw@163.com

TG174.4

A

1005-748X(2016)04-0335-05