偶國富， 徐曉峰， 呂文超， 金浩哲， 張 林

(1.浙江理工大學(xué) 流動腐蝕研究所， 浙江 杭州 310018； 2.中國石化 武漢分公司 設(shè)備工程處，湖北 武漢 430082)

流動腐蝕是石油化工企業(yè)在役壓力管道及換熱設(shè)備失效的重要原因，由于服役工況及輸送多相流介質(zhì)的差異，不同石油化工設(shè)備的流動腐蝕機理也各不相同[1-3]。在高硫、高酸等劣質(zhì)原油的加工過程中，高壓空冷器(壓力≥10 MPa)管束中的流動腐蝕失效形式主要為銨鹽沉積及多相流沖蝕[4-6]，由此引起的堵塞爆管、穿孔泄漏等事故不斷增加，經(jīng)濟損失很大[7-8]。因此，研究高壓空冷器內(nèi)部的多相流動特性，建立以流動參數(shù)為主的預(yù)測方法顯得尤為重要。

筆者在計算空冷管束內(nèi)部流場分布的基礎(chǔ)上，研究以水相分率、傳質(zhì)系數(shù)與壁面剪切應(yīng)力為核心表征參數(shù)的流動腐蝕高風(fēng)險區(qū)域預(yù)測方法，從而為石油化工企業(yè)高壓空冷器的耐流動腐蝕優(yōu)化設(shè)計及風(fēng)險檢驗提供了技術(shù)支撐。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

圖1為高壓空冷器的幾何模型。該空冷器采用對稱布置方式，管箱入口前段為三通管道，使多相流在進(jìn)入管箱前能夠充分混合。在前處理過程中，對空冷器全流場進(jìn)行拓?fù)?，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并對結(jié)構(gòu)突變區(qū)域進(jìn)行局部加密。為保證管束近壁面流動參數(shù)計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，設(shè)置邊界層網(wǎng)格，根據(jù)湍流模型選擇第一層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的無量綱距離30 ≤y+≤ 60[15]，計算得到壁面到第一層網(wǎng)格單元中心點的距離Δy=0.0002 m時符合要求。對空冷器內(nèi)部流場進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，發(fā)現(xiàn)在4.04×106、6.02×106、8.01×106網(wǎng)格數(shù)量下，空冷器管束流動參數(shù)十分接近，管束內(nèi)最高流速分別為6.11、6.15、6.18 m/s，相對誤差≤0.57%，認(rèn)為已達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)性要求，確定采用網(wǎng)格總數(shù)4.04×106進(jìn)行數(shù)值計算。

圖1 空冷器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分Fig.1 Structure of air-cooler and grid generation

1.2 控制方程

高壓空冷器管束中的介質(zhì)為氣、油和水三相流，在空冷器入口管段溫度較高，多相流相分率基本不變，因此不考慮介質(zhì)在空冷器入口管段流動過程中的傳熱及相變問題。由于多相流的相間耦合作用較強，且存在相間相對運動，故選用Mixture模型模擬管束內(nèi)多相流動過程。

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，建立多相流混合相的連續(xù)方程：

(1)

根據(jù)動量守恒定律，建立動量方程：

(2)

為了研究剪切應(yīng)力的分布規(guī)律，需要對近壁面的流動進(jìn)行更精確的計算，SSTk-ω湍流模型有效考慮了流線曲率及逆壓梯度效應(yīng)的影響，可以求解近壁區(qū)的低雷諾數(shù)流動，因此被用來對流場內(nèi)部物理量進(jìn)行求解。其中k與ω由相應(yīng)輸運微分方程確定[16-18]。k由式(3)確定：

Gk-Yk+Sk

(3)

ω由式(4)確定：

Gω-Yω+Dω+Sω

(4)

式(3)、(4)中，k為湍動能，J；ω為湍流比耗散率；x為坐標(biāo)矢量(i,j=1,2,3,分別表示x、y、z3個空間坐標(biāo))；u為速度矢量，m/s；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能項；Gω為對應(yīng)的湍動能比耗散率項；Yk、Yω分別為由湍流引起的k和ω的耗散項；Sk、Sω為自定義源項；Dω為交錯擴散項；Гk、Гω分別為k和ω的有效擴散系數(shù)項，其計算公式為：

(5)

(6)

(7)

式(5)～(7)中，S為應(yīng)變速率；常數(shù)α*、α1分別取1.0、0.31；混合函數(shù)F計算公式如下：

F=tanhΦ2

(8)

(9)

式(8)、(9)中，tanh()為雙曲正切函數(shù)；Ф為近壁面處的流量變量，m3/h。

在空冷器入口管段，銨鹽會溶于液態(tài)水形成強腐蝕性溶液，溶液中游離的H+在對流傳質(zhì)作用下，會穿過腐蝕產(chǎn)物膜與金屬基體發(fā)生氧化還原反應(yīng)，造成電化學(xué)腐蝕。為了反映H+在腐蝕產(chǎn)物膜表面的對流傳質(zhì)速率，采用H+的傳質(zhì)系數(shù)作為流動腐蝕的表征參數(shù)[19]。根據(jù)柯爾邦類比，可得：

(10)

解得

Sh=0.023Re0.8Sc-1/3

(11)

(12)

式中，DAB為溶液中H+的擴散系數(shù)，取DAB=9.31×10-9m2/s；L為管束內(nèi)徑，m。

1.3 邊界條件

空冷器計算域的進(jìn)、出口邊界條件分別采用速度進(jìn)口和自由流動出口。采用有限體積法實現(xiàn)計算區(qū)域和控制方程的離散，體積相分率、湍動能、動量和比耗散率均采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，壓力項采用Standard格式，壓力-速度耦合方程的求解采用SIMPLE方法，壁面按固壁無滑移壁面處理。通過Aspen計算得到的空冷器入口多相流物性參數(shù)，如表1所示。

表1 空冷入口配管物性參數(shù)Table 1 Physical characteristics of fluids in the air-cooler

Q—Volume flow rate;ρ—Density;μ—Viscosity;φ—Volume fraction;v—Velocity

2 結(jié)果與討論

2.1 空冷器偏流分析

圖2為空冷器管束位號劃分圖。由圖2可知，介質(zhì)經(jīng)入口配管進(jìn)入空冷器，由三通管道分為兩股物料經(jīng)交界面k1、k2進(jìn)入管箱，再由管箱流入空冷管束?？绽涔苁?guī)格為φ25 mm×3 mm，材料為碳鋼，其中管箱出口管段設(shè)置長度為300 mm的襯管。空冷器第一管程共有兩排管束，按從上至下的順序命名為a管排和b管排，第一管程共有93根管束，其中a排47根，b排46，從左至右分別命名為a1-47、b1-46。其中空冷管箱入口位于a10、a38管束正對位置。

圖2 空冷管束位號劃分示意圖Fig.2 Order division of air-cooler pipes

圖3為空冷器內(nèi)部流場的速度矢量圖。從圖3可知，由于入口配管相對于空冷器整體為非對稱分布，因此介質(zhì)在流經(jīng)三通管道時，會發(fā)生流體偏流現(xiàn)象，k1、k2處的流動參數(shù)見表2。圖4為不同時刻管束出口質(zhì)量流量分布圖，結(jié)合圖4可以看出，a管排的整體質(zhì)量流量大于b管排，其中同一管排中k1一側(cè)空冷管束中的質(zhì)量流量大于k2一側(cè)，質(zhì)量流量峰值均出現(xiàn)在管箱中間及兩側(cè)對應(yīng)位置。圖5 為空冷入口配管及管箱水相分率分布圖。由圖5 可見，由于進(jìn)口多相流流速較小，各相分層明顯，密度較大的水相主要集中在管道底部，而氣相則積聚在頂部。介質(zhì)在流經(jīng)三通管時，水相偏向于左側(cè)k1面方向，因此k1面水相分率較大，導(dǎo)致流量減小，整體流速小于k2面。

圖3 空冷器內(nèi)部速度矢量圖Fig.3 Diagram of velocity vector in the air-cooler

圖4 不同時刻管束出口質(zhì)量流量(Qm)分布Fig.4 Mass flow rate (Qm) distribution of pipe outlets(a) Pipeline a; (b) Pipeline b

圖5 空冷入口配管及管箱水相分率(φw)分布Fig.5 Distribution of water volume fraction (φw) in the air-cooler inlet pipes and pipe box

2.2 空冷管束流動腐蝕高風(fēng)險區(qū)域預(yù)測

圖6為不同時刻空冷入口管束內(nèi)湍流強度分布圖，結(jié)合圖4可以看出，流動時間為16 s和22 s時的出口質(zhì)量流量最大誤差小于0.67%，可以認(rèn)為當(dāng)流動時間大于16 s之后，空冷管束內(nèi)多相流特性參數(shù)保持不變，此時計算結(jié)果趨于穩(wěn)定。其中b管排管束內(nèi)部流體的湍流強度明顯大于a管排管束，整體流動更為復(fù)雜，流體與壁面之間的剪切應(yīng)力也相應(yīng)較大，得到的管束剪切應(yīng)力分布如圖7所示。

由圖7可知，a、b兩管排管束的剪切應(yīng)力分布趨勢基本相反，a管排的峰值出現(xiàn)在入口管兩側(cè)及管箱中線，對應(yīng)位號為a8、a13、a22、a35、a40管束位置；b管排的對應(yīng)位置則均出現(xiàn)谷值，b管排的峰值出現(xiàn)在b4、b10、b19、b24、b31、b37、b46位置，對應(yīng)a管排的相應(yīng)管束基本處于谷值。在壁面剪切應(yīng)力的峰值區(qū)域，腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜更容易被沖刷破壞，導(dǎo)致內(nèi)部金屬基體重新裸露在腐蝕性流體中，形成自催化體系，進(jìn)一步加速腐蝕[20]。

表2 不同交界面的流動特性參數(shù)Table 2 Flow characteristic parameters of different interfaces

Qm—Mass flow rate;p—Static pressure;ρ—Density;v—Velocity;φw—Water volume fraction

圖6 不同時刻空冷管束湍流強度(I)分布Fig.6 Distribution of turbulent intensity (I) in the air-cooler pipes(a) Pipeline a; (b) Pipeline b

從表2中的數(shù)據(jù)可以看出，在三通管處存在明顯的偏流，導(dǎo)致了空冷管束內(nèi)部流場也存在非對稱的現(xiàn)象。圖8為空冷管束水相分率的分布圖，結(jié)合表2可以看出，隨著管束編號的增大，水相分率整體呈減小趨勢，a管排管束峰值出現(xiàn)在a2、a13、a23、a35、a45區(qū)域，b管排管束峰值出現(xiàn)在b4、b20、b30、b46區(qū)域，且a管排管束內(nèi)水相分率最大值大于b管排，這是由于介質(zhì)進(jìn)入管箱時，流體沖擊管箱底部后流向兩側(cè)，在入口兩側(cè)區(qū)域形成渦流，將大部分水相帶至管箱頂部所導(dǎo)致的，而在2個入口對應(yīng)偏管箱中心區(qū)域，為渦流交匯區(qū)域，該處a、b管排管束內(nèi)水相分率分布基本呈完全相反的趨勢，在中心漩渦交匯位置，兩排管束的水相分率差值達(dá)到最大，其中a29及b23處管束內(nèi)水相分率達(dá)到最小值。

圖7 空冷管束剪切應(yīng)力(τ)分布Fig.7 Distribution of wall shear stress (τ)in the air-cooler pipes

圖8 空冷管束水相分率(φw)分布Fig.8 Distribution of water volume fraction (φw) in the air-cooler pipes

圖9為沿流動方向從襯管出口到450 mm處4個不同截面上的傳質(zhì)系數(shù)分布圖。對圖9分析可知，隨著流出襯管出口距離的增加，空冷入口管束內(nèi)的傳質(zhì)系數(shù)整體變化趨勢未發(fā)生明顯改變，但數(shù)值逐漸減小。a管排管束內(nèi)傳質(zhì)系數(shù)均大于相鄰位置的b管排管束，且同排管束中傳質(zhì)較強區(qū)域集中在空冷管箱入口兩側(cè)及管箱中線正對位置，對應(yīng)位號為a12～a13、a24、a35～a36管束，與水相分率較大位置基本相同。在此區(qū)域的管道內(nèi)因液相水較多，易溶解管束中結(jié)晶沉積的銨鹽從而形成強腐蝕性介質(zhì)[21]，且該區(qū)域內(nèi)流體與管壁間的對流傳質(zhì)作用最強，介質(zhì)與管壁間易發(fā)生電化學(xué)反應(yīng)，破壞金屬基體，在管道內(nèi)壁形成腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜。此外，a管排管束較b管排管束整體水相分率及傳質(zhì)系數(shù)更高，發(fā)生流動腐蝕的風(fēng)險更大。

圖9 空冷管束不同截面?zhèn)髻|(zhì)系數(shù)(kc)分布Fig.9 Distribution of mass transfer coefficient (kc) in the air-cooler pipesZ—Distance along axis; Z/mm: (a) 0; (b) 150; (c) 300; (d) 450

綜上所述，a管排管束內(nèi)部傳質(zhì)系數(shù)較大，對流傳質(zhì)作用更強；而b管排管束內(nèi)壁剪切應(yīng)力較大，易對腐蝕產(chǎn)物膜造成沖刷破壞。結(jié)合傳質(zhì)系數(shù)與剪切應(yīng)力分析發(fā)現(xiàn)，流動腐蝕的高風(fēng)險區(qū)域主要位于a管排中位號為a13～a14、a34～a35對應(yīng)管束，而由于空冷器內(nèi)存在偏流現(xiàn)象，根據(jù)水相分率分布規(guī)律，a13～a14管束發(fā)生流動腐蝕失效的風(fēng)險最大。而b管排管束由于傳質(zhì)系數(shù)與剪切應(yīng)力分布區(qū)域不一致，因此發(fā)生流動腐蝕的風(fēng)險相對較小。

為進(jìn)一步分析空冷管束沿流動方向的沖蝕高風(fēng)險區(qū)域，取a13管道單獨分析其內(nèi)部流場，其流動參數(shù)分布如圖10所示。從圖中可以看出，a13管束內(nèi)的傳質(zhì)系數(shù)及剪切應(yīng)力分布趨勢較為相似，均呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。原因在于：流體在經(jīng)過襯管后突擴段時，受收縮-擴張結(jié)構(gòu)的影響，在突擴段后局部區(qū)域會出現(xiàn)一個傳質(zhì)系數(shù)及剪切應(yīng)力的峰值。隨著流動距離的增加，湍流完全發(fā)展，兩者逐漸減小最后趨于穩(wěn)定。如圖所示，兩條曲線峰值之間的R1區(qū)域(即Z為11.5～26.4 mm)管束內(nèi)部傳質(zhì)系數(shù)及剪切應(yīng)力均處于較大值，推斷該區(qū)域為管束中軸向的流動腐蝕高風(fēng)險位置。

圖10 位號a13管束內(nèi)部流動參數(shù)分布Fig.10 Distribution of flow characteristic parameters in pipe a13kc—Mass transfer coefficient; Z—Distance along axis; τ—Wall shear stress

3 失效案例分析及驗證

為驗證預(yù)測結(jié)果的可靠性，對某煉油企業(yè)泄漏失效的高壓空冷管束進(jìn)行統(tǒng)計，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，腐蝕失效最嚴(yán)重的區(qū)域?qū)?yīng)管束位號為a13～a15、a33～a34，與圖7和圖9中的傳質(zhì)系數(shù)及剪切應(yīng)力最大區(qū)域基本一致。其中失效管束的穿孔泄漏位置位于底部，對應(yīng)仰視圖見圖11?？梢钥闯?，減薄穿孔的軸向位置位于襯管后方R2區(qū)域(即Z為10.2～25.5 mm)，與圖10中預(yù)測的流動腐蝕高風(fēng)險R1區(qū)域基本一致。

圖11 高壓空冷管束失效位置仰視圖Fig.11 Bottom view of failure position in a high pressure air-cooler

4 結(jié) 論

(1)在銨鹽結(jié)晶沉積預(yù)測的基礎(chǔ)上，采用Mixture多相流模型及SSTk-ω湍流模型對空冷器入口管束內(nèi)的多相流場進(jìn)行數(shù)值分析，提出以傳質(zhì)系數(shù)及剪切應(yīng)力作為表征流動腐蝕失效的關(guān)鍵參數(shù)；

(2)通過數(shù)值分析，獲得了傳質(zhì)系數(shù)和剪切應(yīng)力的分布特性。其中傳質(zhì)系數(shù)和剪切應(yīng)力最大值的重合位置位于a管排管束位號為a13～a14、a34～a35的R1區(qū)域(即Z為11.5～26.4 mm)，是流動腐蝕的高風(fēng)險區(qū)域；

(3)失效案例表明：空冷入口管束失效區(qū)域?qū)?yīng)管束位號為a13～a15、a33～a34中的R2區(qū)域(即Z為10.2～25.5 mm)，與數(shù)值預(yù)測的流動腐蝕高風(fēng)險區(qū)域一致，驗證了分析和預(yù)測方法的正確性；

(4)流體經(jīng)過入口配管的三通管段時存在偏流現(xiàn)象，k1一側(cè)對應(yīng)空冷管束與k2一側(cè)對應(yīng)空冷管束中實際流動參數(shù)存在差異，兩側(cè)管束發(fā)生流動腐蝕失效的風(fēng)險也不相同。