金浩哲， 徐曉峰， 偶國富， 劉驍飛, 楊 濤

(1.浙江理工大學(xué) 流動(dòng)腐蝕研究所， 浙江 杭州 310018； 2.中海石油舟山石化有限公司 生產(chǎn)技術(shù)部， 浙江 舟山 316015)

石油化工行業(yè)是國民經(jīng)濟(jì)的支柱產(chǎn)業(yè)，而加氫反應(yīng)流出物空冷器(REAC)是煉油廠中重要的設(shè)備[1-2]。隨著原油劣質(zhì)化以及運(yùn)行工況的日漸苛刻，加氫反應(yīng)流出物的下游設(shè)備，如換熱器、空冷器等長期承受流動(dòng)、傳熱、相變、腐蝕等復(fù)雜流動(dòng)腐蝕環(huán)境，設(shè)備服役過程中發(fā)生了多起由于多相流沖蝕引起的管道/管束壁厚減薄、泄漏甚至爆管的失效事故[3-5]。鑒于沖蝕失效機(jī)理復(fù)雜，影響因素較多，現(xiàn)有研究缺少可直接應(yīng)用的沖蝕失效精準(zhǔn)預(yù)測方法，工程實(shí)際常采用密集型測厚進(jìn)行檢驗(yàn)，耗時(shí)費(fèi)力。因此，建立一種多相流沖蝕特性的表征預(yù)測方法顯得尤為迫切。

多相流沖蝕是流動(dòng)腐蝕失效的主要形式之一，與之相關(guān)的研究主要包括：Avendano等[6]發(fā)現(xiàn)碳鋼材料中碳成分的存在會形成微型腐蝕原電池，從而導(dǎo)致腐蝕加快；鄭玉貴等[7]發(fā)現(xiàn)多相流的流速流態(tài)會對管壁處的對流傳質(zhì)產(chǎn)生嚴(yán)重影響，尤其是結(jié)構(gòu)突變管段，會加速?zèng)_蝕效應(yīng)；Mori等[8]通過環(huán)道式射流實(shí)驗(yàn)對不同金屬材料進(jìn)行了油氣多相流沖擊試驗(yàn)，獲得了不同流速下的材料沖蝕特性數(shù)據(jù)。在沖蝕表征參數(shù)方面，Scherrer等[9]通過實(shí)驗(yàn)研究了NH4HS濃度和流速對碳鋼腐蝕速率的影響，發(fā)現(xiàn)管道腐蝕速率與NH4HS濃度和流速正相關(guān)；Poulson[10]通過對比靜止?fàn)顟B(tài)與流動(dòng)狀態(tài)下的電化學(xué)腐蝕速率，指出流體流動(dòng)會影響腐蝕速率和腐蝕類型；Blatt等[11]發(fā)現(xiàn)擾流管道中，管壁質(zhì)量損失率最大值與徑向流動(dòng)分量的湍流波動(dòng)相對應(yīng)，提出以湍流強(qiáng)度作為沖蝕的表征參數(shù)；Effird[12]通過研究銅基合金在海水中的腐蝕情況，獲得了5種銅基合金表面金屬腐蝕產(chǎn)物膜初始破裂時(shí)的臨界剪切應(yīng)力。本課題組前期的研究結(jié)果表明[13-14]：加氫REAC系統(tǒng)的多相流與流動(dòng)腐蝕環(huán)境密切相關(guān)，是流動(dòng)與腐蝕耦合作用的結(jié)果，并提出用水相分率和剪切應(yīng)力表征沖蝕特性。

筆者以加氫反應(yīng)流出物空冷器的出口管道系統(tǒng)為研究對象，分析其工藝過程，揭示多相流沖蝕機(jī)理；建立出口彎管的結(jié)構(gòu)離散模型，采用Mixture多相流模型及SSTk-ω湍流模型，對REAC出口管道系統(tǒng)全流域進(jìn)行數(shù)值模擬，通過傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應(yīng)力等表征參數(shù)的預(yù)測，確定沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域，結(jié)合彎管壁厚超聲波測厚驗(yàn)證了數(shù)值預(yù)測方法的正確性。研究成果可為在役管道的耐流動(dòng)腐蝕優(yōu)化設(shè)計(jì)、風(fēng)險(xiǎn)評價(jià)及防控優(yōu)化提供重要依據(jù)。

1 REAC出口彎管沖蝕機(jī)理

1.1 加氫反應(yīng)流出物酸性水處理工藝

煉油工藝中，反應(yīng)流出物酸性水處理工藝主要處理來自于加氫裂化、蠟油加氫、柴油加氫等裝置的酸性水，其工藝流程如圖1所示。各加氫裝置加氫反應(yīng)流出物分離后最終形成的酸性水與汽提塔C201塔底換熱器充分換熱后，塔底水蒸氣將酸性水中NH3、H2S、HCl汽提出來，其中凈化水從塔底流出，氣相介質(zhì)自塔頂進(jìn)入空冷器(A-202A/B/C)。汽提塔頂部介質(zhì)溫度為122 ℃，經(jīng)3臺并聯(lián)的空冷器冷卻后多相流體溫度降至87 ℃，多相流介質(zhì)進(jìn)入回流罐D(zhuǎn)-201后進(jìn)入氣、液分離，液相水經(jīng)泵加壓后回流至汽提塔。

圖1 酸性水汽提工藝流程圖Fig.1 Schematic diagram of sour water stripping

1.2 彎管沖蝕機(jī)理及表征

結(jié)合圖1可知，進(jìn)入REAC系統(tǒng)的反應(yīng)流出物主要為含H2S、NH3、HCl等腐蝕性介質(zhì)的酸性氣，隨著多相流介質(zhì)的流動(dòng)及傳熱冷卻，反應(yīng)生成的NH4Cl或NH4HS等達(dá)到結(jié)晶溫度時(shí)，會有固相的銨鹽結(jié)晶顆粒出現(xiàn)，在溫度較高且缺少液態(tài)水的工況空冷器管束易發(fā)生結(jié)鹽堵塞，其反應(yīng)方程式為：

NH3(g)+HCl(g)→NH4Cl(s)

(1)

NH3(g)+H2S(g)→NH4HS(s)

(2)

隨著溫度降低，空冷器及出口彎管中的氣相水逐漸凝結(jié)為液態(tài)水，NH4Cl與NH4HS等銨鹽結(jié)晶顆粒溶解于水中，在管束或出口管道局部區(qū)域形成堿性腐蝕環(huán)境，對管道壁面造成腐蝕減薄。其中流動(dòng)腐蝕環(huán)境下腐蝕性介質(zhì)與管壁間的反應(yīng)方程為：

(3)

(4)

如式(3)、式(4)所示，在流動(dòng)腐蝕環(huán)境下，管束內(nèi)壁鐵原子被氧化成亞鐵離子，通過對流傳質(zhì)擴(kuò)散到介質(zhì)中，與氯離子或硫離子結(jié)合形成FeCl2、FeS，介質(zhì)中的氫離子擴(kuò)散到管束近壁面并吸收電子轉(zhuǎn)化為H2。其中反應(yīng)生成的FeCl2易溶于水，而FeS則難溶于水，并以不規(guī)則晶體狀沉積在金屬表面上形成腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜。由于管束近壁面腐蝕成膜引起結(jié)構(gòu)突變，腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜因流體沖刷受到剪切應(yīng)力作用。當(dāng)管道近壁面保護(hù)膜處的傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應(yīng)力足夠大時(shí)，在流體沖刷和內(nèi)壓的共同作用下，腐蝕產(chǎn)物膜晶體間的結(jié)合力以及膜-基體間的黏附力受到破壞，使得腐蝕產(chǎn)物膜從管壁剝落，暴露的基體再次發(fā)生沖蝕，直至管壁減薄泄漏。

在REAC出口管道，由于多相流介質(zhì)溫度已低于100 ℃，銨鹽溶于水形成腐蝕性水溶液，溶液中水解形成的H+在對流傳質(zhì)作用下，會穿過腐蝕產(chǎn)物膜與管壁基體發(fā)生氧化還原反應(yīng)，形成電化學(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，采用溶液中的H+傳質(zhì)系數(shù)作為沖蝕特性的表征參數(shù)之一[15]，根據(jù)柯爾邦對比，離子傳質(zhì)系數(shù)(kc)表示為：

(5)

式(5)中：Sc為施密特?cái)?shù)；DAB為溶液中的H+擴(kuò)散系數(shù)，取DAB=9.31×10-9m2/s；L為管束或管道內(nèi)徑，m；Re為實(shí)際雷諾數(shù)。

考慮到REAC出口管道中腐蝕產(chǎn)物膜是由大量晶體構(gòu)成的，并且由于不規(guī)則表面，所受應(yīng)力根據(jù)特定位置膜取向的差異而不同，鑒于無法確定薄膜的特定取向，筆者根據(jù)文獻(xiàn)[16]，通過應(yīng)力分析計(jì)算腐蝕產(chǎn)物膜上的最大剪切應(yīng)力，引入該參數(shù)作為沖蝕特性表征的另一參數(shù)?；谌驊?yīng)力分析求最大剪切應(yīng)力的模型如圖2所示，在笛卡爾坐標(biāo)系下選擇微元M進(jìn)行應(yīng)力分析。

圖2 彎頭處微元M所受應(yīng)力分析Fig.2 Stress analysis of microelement M at elbow

腐蝕產(chǎn)物膜受到的切應(yīng)力(τxy)等于流體沖刷作用引起的剪切應(yīng)力(τw)，其計(jì)算公式為：

(6)

式(6)中：μ為動(dòng)力黏度，Pa·s；U為速度，m/s；y指y方向。

因腐蝕產(chǎn)物膜上的內(nèi)壓作用，出現(xiàn)了沿z軸的周向拉應(yīng)力(σθ)和沿y軸的徑向壓應(yīng)力(σr)，計(jì)算公式為：

(7)

σr=-pi

(8)

式中：pi為管道內(nèi)介質(zhì)表壓，Pa；f為管道外徑與內(nèi)徑的比值。

根據(jù)剪切應(yīng)力互易定理，由三向應(yīng)力分析得到的腐蝕產(chǎn)物膜上的最大剪切應(yīng)力(τm)表示為：

(9)

(10)

式中：σx、σy分別為x、y方向上的正應(yīng)力，Pa；σmax、σmin分別為計(jì)算求得的最大正應(yīng)力和最小正應(yīng)力，Pa。

2 REAC出口管道計(jì)算模型

2.1 結(jié)構(gòu)模型及網(wǎng)格劃分

REAC出口配管系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分如圖3所示，配管設(shè)計(jì)壓力為0.13 MPa，出口總管管徑為254 mm，材質(zhì)為碳鋼，共包含8個(gè)90°彎頭，分別定義為Elbow1～Elbow8。采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，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(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對REAC出口配管全流場進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)6.54×105、8.32×105、1.01×106網(wǎng)格數(shù)量下，REAC出口處的流動(dòng)參數(shù)十分接近，平均流速分別為4.21、4.25、4.27 m/s，相對誤差≤1.43%，視為達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)性要求，采用網(wǎng)格總數(shù)8.32×105進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

為準(zhǔn)確描述彎管的結(jié)構(gòu)特征，定義α為彎頭流出角，β為圓周角(見圖4)。將介質(zhì)流入彎頭處定義為α=0，隨著介質(zhì)沿彎頭流出，α不斷增大直至90°；選取彎頭處的任意一截面，將角度β定義為圓周角，其中彎頭內(nèi)側(cè)β=0°，沿逆時(shí)針外側(cè)β=180°。

圖3 REAC出口配管結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Structure and grid generation of REAC outlet piping

圖4 彎頭結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic drawing of elbow

2.2 控制方程及邊界條件

本研究中REAC出口配管系統(tǒng)內(nèi)多相流介質(zhì)主要為油、氣、水相，在流動(dòng)過程中充分混合，故采用Mixture模型進(jìn)行求解，主相為氣相、次相為油相和水相。為了獲得近壁面處的剪切應(yīng)力分布規(guī)律以及在湍流區(qū)域的精確求解，采用SSTk-ω模型對流場內(nèi)部物理量求解，其中k和ω由相應(yīng)輸運(yùn)微分方程確定[17-18]。

(12)

(13)

式中，ρ為流體密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；k為湍動(dòng)能，J；ω為湍流耗散率，%；x為坐標(biāo)矢量，u為速度矢量(i,j=1,2,3,分別表示x、y、z3個(gè)空間坐標(biāo))；Gkh為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)；Gω為對應(yīng)的湍動(dòng)能比耗散率項(xiàng)；Ykh、Yω分別為由湍流引起的kh和ω的耗散項(xiàng)；Sk、Sω為自定義源項(xiàng)；Dω為交錯(cuò)擴(kuò)散項(xiàng)；Гkh、Гω分別為kh和ω的有效擴(kuò)散系數(shù)項(xiàng)。

計(jì)算域采用速度入口和自由流出口。采用有限體積法實(shí)現(xiàn)計(jì)算域和控制方程的離散，體積分?jǐn)?shù)、湍動(dòng)能、動(dòng)量和湍流耗散率采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，壓力相采用Standard格式，壓力-速度耦合方程采用SIMPLE方法[19]，壁面按照無滑移邊界條件處理。出口配管的入口物性參數(shù)見表1。

考慮到離子傳質(zhì)系數(shù)，以流場中H+穿過腐蝕產(chǎn)物膜表面到達(dá)管束基體的傳質(zhì)速率作為表征參量，數(shù)值計(jì)算過程不考慮化學(xué)反應(yīng)過程。

表1 REAC出口管道系統(tǒng)入口物性參數(shù)Table 1 Physical characteristics of the inlet in the REAC outlet piping system

Q—Volume flow;φP—Phase volume fraction;ρ—Density;vmix—Mixture velocity；η—Viscosity

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果討論

3.1 傳質(zhì)系數(shù)分布特性

從空冷器進(jìn)入REAC出口配管系統(tǒng)的多相流介質(zhì)由于密度不同，隨著湍流流動(dòng)，氣、液相介質(zhì)出現(xiàn)分層現(xiàn)象。其中，密度較大的水相會集聚在管道底部，而密度較小的氣相則會集聚在管道頂部。在進(jìn)入彎頭時(shí)，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)突變造成的流場變化以及受到離心力的作用，各相分布區(qū)域也不同。鑒于沖蝕的電化學(xué)腐蝕主要是腐蝕性介質(zhì)溶于水造成的，因此在研究沖蝕特性時(shí)，液相水的分布也是一個(gè)重要的考慮因素。圖5為REAC出口配管各彎頭水相體積分?jǐn)?shù)分布圖。由圖5可知，多相流介質(zhì)在流經(jīng)彎頭時(shí)，由于密度差異，在離心力作用下，彎頭外側(cè)的水相體積分?jǐn)?shù)大于內(nèi)側(cè)，且隨著流出角α的增大，水相體積分?jǐn)?shù)也不斷增加，在靠近彎頭出口處達(dá)到最大值，說明在該區(qū)域腐蝕性介質(zhì)的腐蝕風(fēng)險(xiǎn)更高。對比各個(gè)彎頭的的水相體積分?jǐn)?shù)分布可知，經(jīng)二合為一匯流后的彎頭7和彎頭8的水相體積分?jǐn)?shù)分布區(qū)域及最大值均高于其余 6只彎頭，其中水相體積分?jǐn)?shù)最大區(qū)域位于彎頭外側(cè)60°≤α≤90°管段。

圖5 REAC出口配管各彎頭水相體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.5 Distribution of water volume fraction at elbows of REAC outlet piping

彎頭處水相中腐蝕性介質(zhì)會與管壁發(fā)生電化學(xué)腐蝕反應(yīng)生成腐蝕產(chǎn)物膜，離子傳質(zhì)系數(shù)主要受流速、介質(zhì)濃度、管道結(jié)構(gòu)等因素影響，對比各彎頭處H+的離子傳質(zhì)系數(shù)分布規(guī)律如圖6所示。由圖6可知，在流出角α相同時(shí)，彎頭外側(cè)的傳質(zhì)系數(shù)要大于內(nèi)側(cè)，且隨著α的增大，外側(cè)的離子傳質(zhì)系數(shù)也不斷增加，在彎頭出口附近達(dá)到極大值。對比各個(gè)彎頭可以發(fā)現(xiàn)，離子傳質(zhì)系數(shù)極大值彎頭8最大，其次是彎頭7；極小值出現(xiàn)在彎頭4，這與水相體積分?jǐn)?shù)的分布特性(見圖5)基本一致。

提取各彎頭外側(cè)的離子傳質(zhì)系數(shù)并繪制曲線如圖7所示。由圖7可知，彎頭1～6的離子傳質(zhì)系數(shù)分布規(guī)律基本一致，均在α=82.5°處達(dá)到最大值，隨后趨于穩(wěn)定，而彎頭7、8均在α=90°處達(dá)到最大值，其原因在于彎頭1～6出口與異徑管間管段長度較小，流場干擾所致，彎頭7、8出口處直管段較長，流場相對較為穩(wěn)定。在彎頭入口α=0°處，各彎頭之間的離子傳質(zhì)系數(shù)相差較小，隨著α的增大，彎頭7、8的增長速率相對其余6只彎頭明顯要高，在α=90°時(shí)，彎頭7、8的傳質(zhì)系數(shù)最大，最大值分別為1.76×10-5、1.78×10-5m/s，其余彎頭1～6相對差距較小，最小值出現(xiàn)在彎頭4處，離子傳質(zhì)系數(shù)最小值為1.64×10-5m/s。

圖6 REAC出口配管各彎頭傳質(zhì)系數(shù)(kc)分布圖Fig.6 Distribution of mass transfer coefficient (kc) at elbows of REAC outlet piping

圖7 REAC出口配管各彎頭外側(cè)傳質(zhì)系數(shù)(kc)分布圖Fig.7 Distribution of mass transfer coefficient (kc)at outside elbows of REAC outlet piping

從各彎頭處的離子傳質(zhì)系數(shù)分布可以看出，多相流介質(zhì)從空冷器流出并進(jìn)入出口配管后，在彎頭處由于離心作用發(fā)生了分層現(xiàn)象，密度較大的水相主要集中在彎頭外側(cè)，腐蝕性介質(zhì)溶于液態(tài)水形成腐蝕性溶液，在對流傳質(zhì)的作用下，易與管道近壁面發(fā)生電化學(xué)腐蝕。其中彎頭8外側(cè)α=90°位置對應(yīng)離子傳質(zhì)系數(shù)最大的區(qū)域，發(fā)生電化學(xué)腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)相對較高。

3.2 最大剪切應(yīng)力分布特性

通過三向應(yīng)力分析求最大剪切應(yīng)力得到各彎頭最大剪切應(yīng)力分布規(guī)律如圖8所示。由圖8可知，管徑較小的彎頭1～6最大剪切應(yīng)力分布均呈現(xiàn)外大內(nèi)小的趨勢，其中最大剪切應(yīng)力峰值出現(xiàn)在彎頭5、6的外側(cè)。相對管徑較大的彎頭7、8，最大剪切應(yīng)力分布亦呈現(xiàn)外大內(nèi)小的分布規(guī)律，其中彎頭8的最大剪切應(yīng)力高于其余所有彎頭，其峰值分布區(qū)域?yàn)?0°≤α≤70°的管段。

圖8 REAC出口配管各彎頭最大剪切應(yīng)力分布圖Fig.8 Distribution of maximum shear stress at elbows of REAC outlet piping

提取各彎頭最外側(cè)最大剪切應(yīng)力并繪制曲線圖如圖9所示。由圖9可知，對應(yīng)同一臺空冷器的2個(gè)小管徑彎頭內(nèi)部最大剪切應(yīng)力分布基本一致，即彎頭1/2、3/4、5/6的最大剪切應(yīng)力峰值均位于彎頭前半段α=30°附近區(qū)域，在彎頭進(jìn)出口附近下降較快，最大值出現(xiàn)在彎頭6，最大剪切應(yīng)力為540 Pa。而經(jīng)合并匯流后的大管徑彎頭7、8也呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在彎頭進(jìn)出口附近區(qū)域最大剪切應(yīng)力下降較快，峰值出現(xiàn)在彎頭后半段α=55°附近區(qū)域，最大值出現(xiàn)在彎頭8，峰值為605 Pa，說明該區(qū)域的流體沖刷及內(nèi)壓對腐蝕產(chǎn)物膜的影響較大，膜破裂或剝落的風(fēng)險(xiǎn)較高。

圖9 REAC出口配管各彎頭外側(cè)最大剪切應(yīng)力(τm)分布圖Fig.9 Distribution of maximum shear stress (τm)at outside elbows of REAC outlet piping

3.3 失效案例解剖驗(yàn)證

REAC出口彎管的沖蝕失效是由電化學(xué)腐蝕與流體動(dòng)力學(xué)的協(xié)同作用引起的。其中電化學(xué)腐蝕主要取決于腐蝕性溶液中的離子傳質(zhì)系數(shù)，而作用在腐蝕產(chǎn)物膜上的力可通過三向應(yīng)力分析求解最大剪切應(yīng)力的方法得到。通過上述對離子傳質(zhì)系數(shù)與最大剪切應(yīng)力的分析，2種沖蝕表征參數(shù)的峰值均出現(xiàn)在彎頭8外側(cè)，相對而言彎頭8發(fā)生沖蝕的風(fēng)險(xiǎn)更高。故將彎頭8最外側(cè)的離子傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應(yīng)力作為研究對象，研究分析彎頭8流出角α從0°到90°的沖蝕失效高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域，其結(jié)果如圖10所示。由圖10可知，彎頭8外側(cè)的傳質(zhì)系數(shù)在α=90°位置達(dá)到最大值，而在α=85°斜率減小，增長速率減緩；最大剪切應(yīng)力在α=55°附近區(qū)域達(dá)到最大值，在靠近彎頭出口處曲線斜率不斷增加，對應(yīng)最大剪切應(yīng)力的減小速率加劇。因此，將傳質(zhì)系數(shù)與最大剪切應(yīng)力峰值相對較高且重疊的區(qū)域，即55°≤α≤85°定義為預(yù)測的沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域。

圖10 REAC出口配管沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)位置預(yù)測圖Fig.10 High risk predicted position of erosionfailure at REAC outlet piping

對比工程實(shí)際失效更換記錄發(fā)現(xiàn)，2011年3月彎頭8發(fā)生沖蝕穿孔泄漏，2011年8月此處彎頭再次發(fā)生沖蝕泄漏，彎頭8為所有彎頭中使用周期最短的彎頭，發(fā)生沖蝕的風(fēng)險(xiǎn)最大，這與數(shù)值模擬的結(jié)果相一致。對REAC出口配管失效換下的彎頭8進(jìn)行解剖測厚如圖11所示。圖11中焊縫處為彎頭入口對應(yīng)α=0°，而截?cái)嗵帉?yīng)彎頭出口α=90°。從圖11可以看出，在彎頭后半段約60°≤α≤90°區(qū)域管道外側(cè)(β=180°)沖蝕最為嚴(yán)重，已進(jìn)行打補(bǔ)丁處理。

圖11 REAC出口配管失效彎頭剖面圖Fig.11 Cross-section of failure elbow in REAC outlet piping

沿彎頭8外側(cè)β=180°對剩余管道壁厚進(jìn)行測厚，測厚結(jié)果見表2。由表2可知，在彎頭進(jìn)口α=0°位置由于是焊縫不測厚，而在彎頭外側(cè)70°≤α≤90°管道已經(jīng)破損，視為壁厚為零。通過彎頭內(nèi)外側(cè)測厚數(shù)據(jù)對比，可以發(fā)現(xiàn)彎頭8外側(cè)發(fā)生沖蝕的風(fēng)險(xiǎn)要遠(yuǎn)大于內(nèi)側(cè)，在彎頭進(jìn)口處內(nèi)側(cè)存在輕微沖蝕，隨著流出角α的增大，沖蝕程度越來越小。彎頭外側(cè)在進(jìn)口處α=10°沖蝕程度最小，隨著流出角α的增大，管壁減薄量快速增加，在α=60°時(shí)，管道剩余壁厚僅為0.3 mm。

表2 REAC出口配管失效彎頭測厚數(shù)據(jù)Table 2 Thickness measurement data offailure elbow at REAC outlet piping

綜上所述，所有彎頭中彎頭8發(fā)生沖蝕失效的風(fēng)險(xiǎn)最大，與數(shù)值預(yù)測結(jié)果相一致；從測厚數(shù)據(jù)可以得到，實(shí)際沖蝕失效的高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域?yàn)閺濐^外側(cè)60°≤α≤90°管段，而數(shù)值模擬預(yù)測的區(qū)域?yàn)?5°≤α≤85°，說明傳質(zhì)系數(shù)、最大剪切應(yīng)力分布的峰值區(qū)域與彎頭沖蝕泄漏失效的區(qū)域基本符合。

4 結(jié) 論

(1)基于工藝過程分析，揭示了REAC出口管道彎管的多相流沖蝕機(jī)理，提出將離子傳質(zhì)系數(shù)以及三向應(yīng)力求解的最大剪切應(yīng)力作為表征沖蝕特性的關(guān)鍵表征參數(shù)。

(2)構(gòu)建了REAC出口配管全流域的數(shù)值計(jì)算模型，數(shù)值計(jì)算獲得了傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應(yīng)力的分布特性。預(yù)測結(jié)果表明，彎頭8發(fā)生沖蝕失效的風(fēng)險(xiǎn)最高，其中傳質(zhì)系數(shù)與最大剪切應(yīng)力曲線峰值之間的管段(55°≤α≤85°)為預(yù)測得到的沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域。

(3)失效案例解剖結(jié)果表明，所有彎管中彎管8發(fā)生泄漏更換的次數(shù)最多，測厚數(shù)據(jù)顯示實(shí)際沖蝕失效的高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域?yàn)閺濐^外側(cè)60°≤α≤90°管段，與數(shù)值預(yù)測獲得的沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域基本重合，驗(yàn)證了基于傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應(yīng)力預(yù)測沖蝕失效的可行性。