彎管中油水固三相轉相對沖刷腐蝕影響研究

姚 景，王文武

(遼寧石油化工大學 石油與天然氣工程學院，遼寧 撫順 113001)

0 引言

在集輸管道中，由于油水兩相的存在，導致其流體的流動參數、物性參數發生變化，管道油水含率不同，油水乳狀液的流型在水包油型和油包水型之間相互轉變，在這2種流型相互轉變過程中的臨界含水(油)率稱為轉相點。當油水兩相流在轉相點運行時，油水的流動特性的變化會導致動量的急劇改變，分散相與連續相之間的會進行熱量與能量的交替變化，進而導致管道中的壓降以及粘度的變化。王瑋等[1]通過研究白油/稠油和水混合會發生局部轉相，比較了局部轉相壓降變化規律；Zhang等[2]研究油水兩相的轉相點與剪切速率的關系，研究認為，隨著含油體積分數增加，油水乳狀液的粘度先增大然后再減小，最后達到油相的粘度；孫杰等[3]在研究油水乳狀液發現，轉相點附近油水兩相對于混合流速與溫度敏感程度比較高；李傳憲等[4]研究乳狀液基本理論及其研究基礎上發現，配方變量、組成變量以及乳化方案是影響轉相的主要因素。以上學者對于管道中的發生轉相時的壓降變規律、粘度的特性變化、以及影響管道的發生轉相的影響因素進行研究分析，但是對于管道中的發生轉相時，管道中的沖蝕破壞現象未進行分析研究。李亮[5]、冉亞楠[6]、Pouraria[7]、Hu[8]和Lin[9]等研究了流體力學因素彎曲角度、速度、彎曲角度、曲率半徑等對于管道腐蝕破壞的影響。雖然分析研究了流體力學因素對于管道的沖蝕破壞，但未考慮管道中存在的轉相對管道壓降的影響，油水固多相流的粘度變化與管道的沖蝕速率的關系。

基于前人的研究[10-15]，模擬研究集輸管道中輸送高粘度原油混合液時，由于彎管中含水率以及入口速度對于集輸管道的中流體的轉相存在影響。本文分析了固體顆粒雜質在混合液發生轉相時管道的沖蝕破壞情況。

1 模型建立

1.1 幾何建模與網格的劃分

采用120°彎管進行模擬研究，管道由3部分組成，入口直管段L1、出口直管段L2以及彎管段L3。 彎管的管徑為D=200 mm；彎徑比為3。為了更加清楚地觀測管道中的腐蝕現象，L1和L2直管段10D的幾何模型如圖1所示，其網格示意如圖2所示。

圖1 120°彎管幾何模型示意Fig.1 120° elbow geometry model schematic

圖2 120°彎管網格示意Fig.2 Grid diagram of 120° elbow

1.2 計算模型的建立

1.2.1 連續相控制方程

(1)

式中：ak為第k相的體積分數；ρk為第k相的密度，kg/m3;υk為第k相的平均速度，m/s。

1.2.2 動量方程

(2)

1.2.3 湍流方程

(3)

(4)

式中：k為湍流動能，J；ut為湍流粘度，pa·s；k為湍流動能，J；ε為湍流耗散率，W/m3；Gk為由于平均速度引起的湍流動能的產生項；Gb為由于浮力引起的湍動能k的產生項；YM為可壓湍流中脈動擴張的貢獻；Sk，Sε為自定義無因次參數；C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09為經驗常數。

1.2.4 離散相控制方程

DPM模型通過積分Lagrangian坐標系下的離散顆粒的運動方程計算運動軌跡。固體顆粒在兩相流中受到繞流阻力、重力、附加質量力、壓力梯度力、Basset力、薩夫曼(Saffect)力、馬格努斯(Magnus)力等作用力，由顆粒的慣性與受力平衡，分散相顆粒的運動方程：

(5)

式中：up為砂粒速度,m/s；u為連續相速度，m/s；ρp為砂粒密度kg/m3；dp為砂粒直徑,μm；gy為y方向重力加速度，為9.81m/s2；Rep為相對雷諾數；CD為曳力系數；Fy為y方向的其他作用力，包括附加質量力、熱泳力、布朗力和Saffman升力等；在一定雷諾數范圍內，對于球形顆粒，a1，a2，a3是常數，取值參考文獻[16]。

1.2.5 沖蝕理論模型

沖蝕模型采用Fluent中[17]顆粒腐蝕與沉積模型。管道壁面的腐蝕速率定義為。

(6)

式中：Rerosion為壁面腐蝕速率，kg/(m2·s)；N為碰撞顆粒數目；ma為顆粒的質量流量，kg/s；C(da)顆粒的直徑的函數；θ為顆粒對壁面的侵入角，(°)；f(θ)為侵入角的函數；d(u)相對速度的函數，取2.6 m/s。

2 實驗

2.1 轉相研究

2.1.1 材料與裝置

采用DV-T2粘度溫控一體機(上海尼潤智能科技有限公司產)，HJ-5多功能攪拌器60 W(江蘇金壇榮華儀器制造有限公司產)。

實驗油樣采用油樣為遼河油田錦州采油廠脫水原油，水為自制的蒸餾水。原油物性參數為：溫度50 ℃；原油密度為860 kg/m3；原油粘度為2 894 Pa·s。蒸餾水密度為992.22 kg/m3；粘度為0.656 mPa·s。實驗中，溫度為別取40，50和55 ℃，含水率分別取值為20%，30%，40%，50%，60%，70%和80%。

2.1.2 實驗結果及分析

測定原油乳狀液在不同溫度(40 ℃，50 ℃，55 ℃)，不同含水率(20%～80%)下的粘度特性曲線如圖3所示。

圖3 不同溫度的油水乳狀液轉相點Fig.3 Phase transition point of oil-water emulsion at different temperatures

由圖3可知，當溫度為40 ℃時，乳狀液的轉相點含水率為40%；50 ℃時，乳狀液的轉相點含水率為50%；55 ℃時，乳狀液的轉相點含水率為60%附近。而且隨著溫度的升高，乳狀液的轉相點向右移動。

2.2 顆粒沉降實驗

2.2.1 材料與裝置

采用聚焦光束反射測量儀(FBRM-D600L)測量，加入乳狀液中的砂粒直徑在150～300 μm之間，原油密度為860 kg/m3，原油的粘度為2 894 Pa·s。

2.2.2 實驗結果與分析

試驗中乳狀液的剪切率為0.1 s-1，水浴溫度為50 ℃，在含水率分別為40%，50%，60%時，分別向乳狀液中逐次加入100，200，300，400顆石英砂顆粒，觀察在乳狀液中不同顆粒密度情況下，砂粒的沉降率。實驗結果如圖4所示。

圖4 乳狀液與沉降顆粒數之間關系Fig.4 The relationship between the number of particles and the number of settling particles in oil-water emulsion

由圖4可知，在含水率不同時，隨著乳狀液中的砂粒顆粒數的增加，砂粒的沉降百分比基本保持在一個定值不變，并且含水率為50%時對應的沉降百分比定值低于含水率為40%和60%時對應的沉降百分比。這是由于乳狀液在含水率為50%時，油水之間發生轉相，導致乳狀液中的粘度增大，包裹在乳狀液中的砂粒數目增大，因此，砂粒的沉降數目減小。

在含水率為(20%～80%)時，砂粒的沉降顆粒數目與含水率之間的關系曲線如圖5所示。

圖5 含水率與乳狀液中沉降顆粒數關系曲線Fig.5 Relationship between moisture content and the number of settling particles in emulsion

由圖5可知，隨著含水率的增加，油水乳狀液中的砂粒的沉降數目逐漸增大，在含水率為50%瞬間減小，這是因為在溫度為50℃時，乳狀液發生轉相，粘度瞬間增大，所以砂粒的沉降數目降低。

3 沖刷腐蝕數值模擬

3.1 邊界條件和計算方法

管道中流體的為油水固三相，在輸送溫度下輸送油品，其中原油密度為860 kg/m3，原油的粘度為2 894 Pa·s。管道中顆粒密度為2 500 kg/m3，顆粒直徑為150 μm，入口顆粒質量濃度為30 g/m3。由于介質的流速比較大，所以采用Reynolds時均方程的RNG湍流模型。彎管中含油率在20%～80%之間變化，入口采用VELOCITY-INLET(速度入口)，壁面粗糙度為10 μm，粗糙常數為0.5；湍流強度為5%；出口采用PRESSURE-OUTLTET(壓力出口)。動量方程、湍流動能方程、容積率和湍動能耗散率等采用二階迎風差分格式，壓力和速度的耦合采用SIMPLE算法求解。

為了便于研究，作如下假設：

1)管道中流體中所含粒子之間相互獨立，且為均勻的球形，忽略粒子之間的相互作用；

2)流體為穩定的流動，流體是充滿整個管道的；

3)不考慮溫度變化對流場的影響；

4)固體顆粒形狀為球形的砂粒，且固體顆粒運動為無旋運動；

5)管道的材料為碳鋼；

6)彎管的彎角為120°，且保持同一個曲率半徑，彎管的橢圓度忽略不計。

3.2 模擬結果分析

3.2.1 網格無關性驗證

以直徑為200 mm的彎管為例，網格的關系曲線與最大腐蝕速率如圖6所示。

圖6 最大腐蝕速率與網格數量之間的關系Fig.6 Relationship between maximum corrosion rate and mesh number

由圖6可知，在網格數比較少的情況下，最大沖腐率隨著網格的數目增多波動比較大，當網格數達到4.5×105后，最大腐蝕速率趨于穩定；在考慮計算內存以及模擬效果等條件下選用網格數為4.5×105。

3.2.2 管道中流型變化

為了進一步驗證油水混合液流經彎管時轉相的存在，對彎管處的流型進行數值模擬，模擬條件為流速為0.8 m/s，含水率分別為30%，45%，80%，管道中流型變化如圖7所示。

圖7 不同含水率下120°彎管的流型Fig.7 Flow chart of different moisture content at 120° elbow

由圖7可知，在油水的混合速度為0.8 m/s、溫度一定的條件下，隨著含水率的變化，管道中乳狀液的流型為油包水(W/O)、乳狀液、水包油(O/W)之間變化。造成這種現象原因是：管道的混合液中含水率增大時，導致的界面張力的減小而引起的轉相現象。

3.2.3 不考慮轉相沖蝕速率與含水率、速度關系

1)含水率對沖蝕速率的影響

管道中的原油乳狀液在入口速度不同的條件下，含水率與管道壁面的沖蝕速率關系模擬結果如圖8所示。

圖8 含水率與沖蝕速率關系曲線Fig.8 Water content and erosion rate curve

由圖8可知，管道的含水率與沖蝕速率近似線性關系，且管道壁面的腐蝕速率隨著入口速度增大而增大，當入口速度大于1.2 m/s時，管道的沖蝕速率快速增加。

2)入口速度的影響

含水率不同的條件下，入口速度與管道壁面的沖蝕速率模擬結果見如圖9。

圖9 入口速度與蝕速率關系曲線Fig.9 Entrance speed and erosion rate curve

由圖9可知，入口速度為0.4 ～0.6 m/s時，管道的腐蝕速率急劇增加；入口速率為0.6 ～1.2 m/s時，腐蝕速率平穩變化；入口速率大于1.2 m/s時，腐蝕速率又急劇變化。因此，從沖蝕的角度來看，高粘油集輸管道流速應控制在0.8～1.2 m/s為宜。

3.2.4 考慮轉相沖蝕速率與含水率、速度關系

1)含水率對沖蝕速率的影響

在混合液溫度為50 ℃時，根據顆粒沉降實驗結果(見圖5)，不同的混合速度下，乳狀液中含水率與管壁沖蝕速率之間的關系模擬結果如圖10所示。

圖10 不同混合速度下油水固三相管流沖蝕速率與含水率的關系Fig. 10 Relationship between erosion rate and moisture content of oil, water, solid, and three-phase flow under different inlets

由圖10可知，在管道混合液的含水率為40%～60%之間時，管道中的沖蝕速率先減小后增大，出現峰值。造成這一現象的原因是：含水率為50%左右時，管道中混合液發生轉相，即乳狀液由W/O變為O/W，其粘度劇增，導致包裹在乳狀液中的砂粒數目增多。根據斯托克斯方程可知，當乳狀液中的粘度增大時，砂粒的沉降速率減小；由于乳狀液流體在管道中發生流向的變化和受到離心力的作用，砂粒更加不易沉降。因此，砂粒與管道壁接觸數目減小，乳狀液中砂粒對管壁的沖蝕速率減弱。說明當流體轉相點附近輸送時，管壁磨損程度減小。

2)入口速度的影響

管道中油品的輸送溫度為50°時，不同的含水率下，乳狀液中入口速度與沖蝕速率之間的關系如圖11所示。

圖11 不同含水率下油水固三相管流沖蝕速率與入口速度的關系Fig.11 Relationship between erosion rate and inlet velocity of oil, water and solid three-phase flow at different water cuts

由圖11可知，當管道中含水率為50%時腐蝕速率反而比較低，這是由于在管道中含水率為50%時管道中發生轉相導致管道中的粘度增大，裹挾在乳狀液中的顆粒增多，砂粒對于管道的磨損減??；并且隨著混合速度的增大管道磨損程度增大。

3.2.5 轉相與不轉相對比分析

轉相與不轉相情況下，在不同含水率取值下，沖蝕速度隨入口速度變化情況如圖12所示；在不同入口速度取值下，沖蝕速度隨含水率變化情況如圖13所示。

圖12 不轉相和轉相乳狀液的沖蝕速率對比分析Fig.12 Comparative Analysis of Erosion Rates of Non-inverted and Phase-conversion Emulsions

圖13 不轉相和轉相乳狀液的沖蝕速率對比分析Fig.13 Comparative analysis of erosion rate of non-inverted phase and phase inversion emulsion

由圖12可知，沖蝕速率隨著管道中入口速度的增大而增大。當管道中發生轉相時，管道混合液的含水率在40%～60%時，管道的腐蝕速先緩慢然后在急劇增加，然后趨于穩定；當管道中無轉相現象存在時，管道的腐蝕速率先急劇增大，再穩定增加，然后急劇增大。

由圖13可知，當管道中存在轉相現象時，管道的腐蝕速率出現峰值。這是由于管道中的多相流中油水兩相發生轉相，導致管道中的混合液粘度增大，進而裹挾在油水乳狀液中的顆粒雜質的增多，沉降率減小所致；而無轉相現象的管道的腐蝕速率，隨著入口的含水率增大而增大，近似為線性關系，這是由于管道中的顆粒雜沉降數目增加，與管道的摩擦加劇，導致管道的磨損加大。

4 結論

1)集輸管道中輸送的高粘原油的轉相點與溫度有關，溫度越高，乳狀液發生轉相時的含水率越高；而其中的固體顆粒雜質，隨著含水率的增大，乳狀液中的砂粒的沉降數目也逐漸增大。

2)高粘原油乳狀液在集輸管道中輸送時，當無轉相發生時，隨著管道中的入口混合速度的增大，管道壁面的沖蝕速率增大；從減小沖蝕的角度來看，高粘油集輸管道流速應控制在0.8～1.2 m/s為宜；當有轉相的發生時，隨著管道中入口混合速度的增大，管道壁面的沖蝕速率增大，但總體小于不考慮轉相時的沖蝕速率，且在含水率為50%時，管道壁面的沖蝕速率最小。

3)對于集輸管道中輸送的高粘原油乳狀液，當集輸管道中無轉相發生時，隨著管道中含水率與入口混合速度的增大，管道的沖蝕速率增大；當發生轉相時，沖蝕速率總體減小，且在含水率為50%時出現最小峰值，主要是由于轉相發生時，乳狀液的粘度劇增，管道中油品中包裹的顆粒數目增多，管道沖蝕速率明顯減小。

[1] 王瑋，宮敬.油水兩相管流反相模型研究[J].石油學報，2008，29(1)：139-142, 148.

WANG Wei, GONG Jing. Study on oil-water two-phase flow inversion model[J]. Acta Petrolei Sinica, 2008, 29(1):139-142,148.

[2] ZHANG Jian, XU Jingyu. Rheological behaviour of oil and water emulsions and their flow characterization in horizontal pipes[J].Canadian Journal of Chemical Engineering, 2016, 94(2):324-331.

[3] 孫杰, 敬加強, 周怡諾,等. 特稠油-水兩相水平管流壓降規律研究[J]. 中國科技論文, 2015(11):1282-1285.

SUN Jie, JING Jiaqiang, ZHOU Yinuo, et al. Study on the law of pressure drop of horizontal heavy-water-water two-phase pipe flow[J]. Chinese Science & Technology Papers,2015(11):1282-1285.

[4] 李傳憲, 楊飛. 乳狀液的轉相特性研究[J].化學進展, 2009,21(6):1124-1133.

LI Chuanxian, YANG Fei. Research on the phase transition characteristics of emulsions[J]. Advances in Chemistry, 2009,21(6):1124-1133.

[5] 李亮, 申龍涉, 范開峰,等. 彎管中多相流沖刷腐蝕數值模擬[J]. 遼寧石油化工大學學報, 2014, 34(3):48-52.

LI Liang, SHEN Longshe, FAN Kaifeng, et al. Numerical simulation of multi-phase flow erosion erosion in curved pipe[J].Journal of Liaoning University of Petrochemical Technology,2014,34(3):48-52.

[6] 冉亞楠.不同結構彎管液固兩相流沖蝕數值模擬[J]. 化工技術與開發,2017(2):55-58.

RAN Yanan.Numerical simulation of liquid-solid two-phase flow erosion of elbow with different structures[J].Chemical Technology & Development, 2017(2):55-58.

[7] POURARIA H, SEO J K, PAIK J K. A numerical study on water wetting associated with the internal corrosion of oil pipelines[J]. Ocean Engineering, 2016, 122:105-117.

[8] HU Z Y, DUAN D L, HOU S H, et al. Preliminary study on corrosion behaviour of carbon steel in oil-water two-phase fluids[J]. Journal of Materials Science & Technology,2015,31(12):1274-1281.

[9] LIN Nan, LAN Huiqing, XU Yugong, et al. Effect of the gas solid two-phase flow velocity on elbow erosion[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2015, 26: 581-586.

[10] PLASENCIA J, PETTERSEN B, NYDAL O J. Pipe flow of water-in-crude oil emulsions: effective viscosity, inversion point and droplet size distribution[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2013, 101(12): 35-43.

[11] RODGGER W A, TRICE V G, RUSHTON J H. The effect of fluid motion on interfacial area of dispersion[J]. Chemical Engineering Progress, 1956, 52(12): 515-520.

[12] LI Xianghong，DENG Shuduan. Inhibition effect of dendrocalamus brandisii leaves extract on aluminum in HCl, H3PO4solutions[J]. Corrosion Science, 2012, 65(12): 299-308.

[13] 彭文山,曹學文. 管道參數對液/固兩相流彎管流場及沖蝕影響分析[J].中國腐蝕與防護學報, 2016, 36(1):87-96.

PENG Wenshan, CAO Xuewen. Analysis of influence of pipeline parameters on flow field and erosion of liquid/solid two-phase flow elbow[J]. Journal of Chinese Society for Corrosion and protection, 2016, 36(1):87-96.

[14] 劉剛,趙家良,盧興國,等. 成品油攜水攜雜質及管內腐蝕監測系統的研發[J].實驗室研究與探索,2017, 36(7):59-63，102.

LIU Gang, ZHAO Jialiang, LU Xingguo, et al. Research and development of monitoring system for carrying Impurities and corrosion in pipes of product oil[J]. Laboratory Research and Exploration, 2017, 36(7):59-63，102.

[15] 唐紹猛，劉德俊，王光輝，等.油水兩相流彎管處安全分析[J].中國安全生產科學技術，2016，12(10)：96-101.

TANG Shaomeng, LIU Dejun, WANG Guanghui，et al. Analysis of the Safety of Oil and Water Two-phase Flow Bend[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2016, 12(10):96-101.

[16] MORSI S A, ALEXANDER A J. An investigation of particle trajectories in two-phase flow systems[J]. Journal of Fluid Mechanics,1972,55(2):193-208.

[17] 胡躍華. 典型管件沖刷腐蝕的數值模擬[D].杭州：浙江大學, 2012.