基于Fluent的異徑偏心彎管環烷酸沖蝕分析

陳 錚,路 偉,趙志頂,呂海武,徐光遠,王奎升

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

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基于Fluent的異徑偏心彎管環烷酸沖蝕分析

陳 錚1,路 偉2,趙志頂3,呂海武2,徐光遠2,王奎升1

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

在高溫環烷酸腐蝕環境中，應用Fluent軟件對不同結構尺寸的異徑偏心彎管彎頭與變徑后直管段內的流場進行了數值模擬。根據流速、剪切力等流體力學參數的變化情況，結合高溫環烷酸腐蝕機理，分析了流場對異徑偏心彎管沖蝕的影響，預測并驗證了異徑偏心彎管易腐蝕的部位。結果表明：異徑偏心彎管彎頭兩側與外側還有變徑后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力較大，易發生環烷酸沖蝕；彎頭內側剪切力隨直管段長度增大而增大，彎頭兩側剪切力隨直管段長度增大而減小，彎頭外側剪切力不隨直管段長度改變而改變。因此，在實際檢測中，對于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭兩側與外側，還要注意彎頭內側的檢查。

異徑偏心彎管；沖蝕；環烷酸腐蝕；數值模擬

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備及裝置管線出現的環烷酸腐蝕日益嚴重。為了防止管道發生腐蝕泄漏，企業往往會在管線易腐蝕的部位上安裝監測裝置，但由于管線數量眾多，且管道結構復雜，同時考慮經濟性，監測裝置長度有限，所以很難對管線的高危腐蝕部位做到全面監測。

影響環烷酸腐蝕速率的因素很多，主要有溫度、流速、流態、酸值、含硫量以及設備材料[1]。在同一段管道內介質的溫度、酸值、含硫量以及設備的材料都幾乎相同，因此變化較大的只有介質的流態和流速兩種因素。由于在異徑偏心彎管的大小頭與彎頭處流速與流態發生改變，導致異徑偏心彎管不同部位的腐蝕速率存在差異。如果能夠通過計算得出異徑偏心彎管內流體的流速、流態分布情況及與之相關的流體力學參數，就可以預測其腐蝕速率較高的部位，并對此部位提前進行重點監測。

隨著計算流體力學的發展，國內大量學者都開始采用數值模擬的方法來研究流體流動對腐蝕產生的影響。雍興躍[2]將數值計算與試驗相結合，研究了在質量分數3.5% NaCl溶液中湍流狀態下碳鋼的腐蝕情況，驗證了臨界流體力學參數對流動腐蝕的重要作用；張政等[3]對突擴圓管內固液兩相流沖刷腐蝕過程進行了數值模擬，并與前人模擬的數據進行對比，驗證其準確性；梁光川等[4]應用數值模擬方法對輸油管道的彎頭沖蝕進行了分析，驗證了彎頭為較易腐蝕的部位。前人的研究證明了應用計算流體力學來研究流動加速腐蝕的可行性，但應用計算流體力學方法研究異徑偏心彎管內環烷酸流動腐蝕的研究甚少。本工作在前人研究的基礎上,對高溫環烷酸腐蝕條件下的異徑偏心彎管進行數值模擬分析，以獲得其內部的流場分布，并以此為依據來預測在高溫環烷酸腐蝕條件下異徑偏心彎管易發生腐蝕的部位。

1　數值模擬

1.1控制方程

假設模擬介質為不可壓縮流體，流體流動的控制方程為質量守恒方程與Navier-Stokes方程。流體不可壓縮，所以流體密度ρ為常數，即?ρ/?t=0，質量守恒方程簡化為[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為動力黏度系數；Fu、Fv、Fw為微元體受到的力；t為時間。

1.2湍流模型

由于突擴彎管內流場雷諾數較高，流體呈湍流狀態，故采用標準k-ε湍流模型來求解[6]，其輸運方程為:

(3)

(4)

式中：k為湍動能；ui為速度分量；xi，xj為坐標分量，這里所有的i和j指標取值范圍為(1,2,3)；μl為湍動黏度；Gk為由平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；Gb為由浮力引起的湍動能k的產生項；YM為可壓縮湍流中脈動擴張的貢獻；C1ε、C2ε和C3ε為經驗常數；σk和σε分別是與湍動能k和耗散率ε對應的Prandtl數；Sk和Sε為用戶定義的源項[4]。

1.3物理模型與網格劃分

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。為了保證流動的充分發展，建模時對入口進行了延長，其結構及具體尺寸如圖1所示。

對模型采用掃掠的方法進行六面體網格的劃分[5]，由于k-ε湍流模型針對充分發展的湍流才有效，而在壁面附近流動幾乎為層流，所以需要采用壁面函數法將壁面上的物理量與湍流核心區內相應的物理量關聯，這就需要在劃分網格時把第一個內節點布置在湍流充分發展的區域內。Y+值是用來衡量流體與壁面距離的無量綱參數，為了把第一個內節點布置在湍流充分發展的區域內，需保證Y+值在30～300的范圍內[5]，這就需要對模型進行邊界層劃分，圖2為劃分好網格后的Y+值分布云圖，從圖2中可以看出Y+值都在30～300之間,保證了計算結果的準確性。

1.4邊界條件和計算方法

依據現場管道工藝參數設定邊界條件，管道入口采用質量流量入口，根據現場數據設定質量流量為20.28 kg/s；管道出口采用壓力出口邊界條件，并將出口壓力設為101.325 kPa；壁面邊界條件設為固壁無滑移條件；流動介質為渣油，其物理性質按實際測試所得(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格式進行離散。

2　結果與討論

渣油在管道內流動時，渣油中的環烷酸分子會穿過流體的邊界層，在高溫條件下與壁面的鐵分子發生反應生成環烷酸鐵，其反應方程見式(5)[6]。

(5)

環烷酸鐵溶于油中并脫離金屬表面，露出金屬裸面，使腐蝕不斷進行。從其反應機理可以發現，腐蝕速率主要是由環烷酸分子向壁面的傳質速率控制，各種流體力學參數對其腐蝕速率的影響實質上都是對其傳質速率的影響。傳質速率可以由傳質系數K來表示。在湍流條件下，傳質系數K可用表示[7]。

(6)

(7)

式中：μ為動力黏度系數；ρ為流體密度；D為擴散系數；U為流體運動速度；τ為剪切應力。

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

(8)

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

從其表達式可以看出，壁面剪切應力與湍動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部流場的狀態與流速的分布,從而可以通過剪切力的分布來預測管道易腐蝕的部位。

從圖3中可以看出，壁面剪切力在入口段出現最大值，變徑后直管段在180°～360°區域內剪切應力較大；彎頭兩側及外側剪切應力較大，彎頭內側剪切力較小。

由圖4和圖5可以發現，流速最大值出現在入口段；變徑后直管段，在180°～360°區域內流速要大于0°～180°區域內流速，且流體在0°～180°區域內流速較小，流速分布不均；在彎頭段，流體流速分布均勻，流速由彎頭內側向外側逐步增大。

當流體流量一定時，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；當流體從入口段流入變徑后直管段時，由于慣性，新流入的流體不會馬上充滿變徑后直管段，而是沿著流動方向逐漸地擴張，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。主流帶動漩渦不斷向下游移動，漩渦流速較低[8]，導致在管道0°～180°附近出現低流速區；當流體流經彎頭時，低流速區內的流體沿彎頭內側流動，流速較低，壁面剪切力相對較小。主流沿彎頭兩側和外側流動，壁面剪切力較大。但由于離心力的作用，彎頭外側壓力較大，根據伯努利方程，同一流線上各點的單位質量流體的總比能為常數[9]，彎頭外側壓能大，相應的動能會減小，從而使主流流速有所下降，導致彎頭外側的剪切力小于變徑后直管段主流流動區域內的壁面剪切力。

由于剪切力會對管道內氧化物保護膜產生破壞作用[10]，同時剪切力還會對腐蝕介質向壁面傳質產生影響，剪切力大的部位傳質系數大[11],所以剪切力大的部位環烷酸腐蝕嚴重。根據檢測數據顯示，管內介質酸值為0.6 mg·KOH/g，管道操作溫度為350 ℃，符合高溫環烷酸的腐蝕環境。按圖7所示位置進行現場測厚，測得的數據見表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，與模擬所得高剪切力區域分布情況相吻合，驗證了模擬結果的準確性，使模擬結果具有一定的價值。

當其他條件不變時，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。可見，彎頭兩側最大剪切力隨變徑后直管段長度的增加而減小，彎頭內側最大剪切力隨變徑后直管段長度增加而增大，彎頭外側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,直管段內漩渦在隨著主流運動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，彎頭內側流速越大，剪切力越大。主流由于不斷地被漩渦消耗能量，導致流速不斷下降，變徑后直管段越長，主流消耗能量越多，主流在彎頭內流速越低，彎頭兩側剪切力越小。所以對于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭的兩側，其彎頭的內側與外側也易發生腐蝕。

3　結論

(1) 采用有限元法，對異徑偏心彎管變徑后直管段和彎頭段進行數值模擬分析。發現異徑偏心彎管彎頭兩側與外側還有變徑后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力較大，易發生環烷酸沖蝕腐蝕，應予以重點監測。

(2) 對變徑后直管段長度不同的異徑偏心彎管彎頭段流場分析表明，彎頭內側剪切力隨直管段長度增大而增大，彎頭兩側剪切力隨直管段長度增大而減小，彎頭外側剪切力不隨直管段長度改變而改變。因此，在實際檢測中，對于直管段較長的異徑偏心彎管，除了彎頭兩側與外側，還要注意彎頭內側的檢查。

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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,從事石油化工設備的腐蝕與防護研究,13051199512,kuishengw@163.com

TG174.4

A

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