高壓釜高速沖刷腐蝕實驗腔內流場數值模擬

孟嵐

大慶油田工程有限公司

高壓釜實驗方法源自美國腐蝕工程師協會標準NACE TM 0185，其原理是在一個密閉的環境中借助人為創造的高溫高壓、復雜的氣體環境，以及接近實際成分的溶液來模擬現實的使用環境。為了實現加速的效果及安全保障的需要，這種實驗條件往往比現實生產工況更為惡劣。國內高壓沖刷腐蝕室內模擬實驗通常采用高壓動態反應釜來完成[1]，目前在用的反應釜都是針對油田集輸管線生產工況來設計的，反應釜的線速度只能達到3 m/s。如果要開展凝析氣田集輸管線內壁沖刷腐蝕模擬實驗，在用設備無法模擬線速度8 m/s甚至以上的要求[2]。近些年，隨著天然氣開采力度的大幅增加，氣田集輸管線沖蝕嚴重，相關研究工作迫在眉睫。因此，需要設計制造新型反應釜以滿足實驗需要。通過比較分析，“增大夾具直徑”是最可行的設計思路，同時為了保證反應釜運行可靠，對其密封結構和冷卻系統也進行了重新設計。在設計過程中，由于夾具直徑增大，試件直徑也隨之增大，為了保證實驗效果，試件的長度必須隨之加長。長度具體尺寸的確定無據可依，因此，需開展高壓高速沖刷腐蝕實驗腔內流場數值模擬計算，通過對計算結果分析確定試件長度為126 mm。新的反應釜已制造完成，并開展了高壓高速涂層抗沖刷腐蝕性能等實驗，設備運行平穩，實驗效果良好。

1 實驗腔幾何尺寸和實驗參數

高壓釜高速沖刷腐蝕實驗系統原理見圖1。由氮氣瓶保障壓力（如果需要實驗含CO2酸性介質可以通入部分CO2），電動機帶動試件旋轉，高壓釜蓋上配有溫度熱電偶和壓力表可監測內部溫度和壓力參數，外壁有電熱帶可提供并維持實驗溫度。通過對以往試件比例放大，試件長度初定為86 mm和126 mm。經分析，高壓釜高速沖刷腐蝕實驗腔計算區域定為試件與釜內壁之間區域，見圖2。計算區域外壁（釜內壁）、靜止固體壁面邊界；計算區域內壁（試件外壁）、旋轉固體壁面邊界，轉速為800 r/min。經換算，800 r/min=83.53 rad/s。高壓釜設計壓力為16 MPa，最高工作壓力為14 MPa，數值模擬計算工況壓力定為15 MPa；介質為水、油兩種。

圖1 高壓釜高速沖刷腐蝕實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of the high-speed erosion corrosion test system of autoclave

2 實驗腔數值分析

利用通用流體模擬計算軟件FLUENT分別對兩種尺寸的高壓釜高速沖刷腐蝕實驗腔進行內流場模擬計算[3]，為了保障試件對不同比例的油水混合物介質的適用性[4]，對每種實驗腔內純水介質和純油介質又分別開展計算。

圖2 高壓釜高速沖刷腐蝕實驗腔計算區域Fig.2 Calculation area of the high-speed erosion corrosion test chamber of autoclave

2.1 86 mm試件水介質模擬計算結果

由圖3可知：對于試件外壁附近介質來說，試件側面中部（至少一半以上區域）介質速度變化很小，較穩定；并取流場內某點速度，便于與純油介質計算結果對比分析，坐標為68、0、47 mm處，速度為 0.845、0.940、0 m/s。

圖3 試件段86 mm、介質為水時的速度場模擬計算結果Fig.3 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 86 mm and water medium

圖4 至圖6是表征湍流的各項參數計算結果[4]。其中，圖4是試件外壁位置介質湍流強度計算結果，圖5是試件外壁位置介質湍動能計算結果，圖6是試件外壁位置介質湍流耗散率計算結果。可以看出：對于試件外壁位置介質來說，湍流主要集中于試件上下端面；由湍流強度分布云圖4可見，側面一半以上區域介質的湍流強度和動能幾乎沒有變化、很穩定。

圖4 試件段86 mm、介質為水時的湍流強度分布云圖Fig.4 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 86 mm and water medium

圖5 試件段86 mm、介質為水時的湍動能分布云圖Fig.5 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 86mm and water medium

2.2 86 mm試件油介質模擬計算結果

由圖7可知：對于試件外壁附近介質來說，試件側面中部（至少一半以上區域）介質速度變化很小，較穩定；并取流場內某點速度，便于與水介質計算結果對比分析，坐標為68、0、47 mm處，速度為0.954、1.061、0 m/s。對比圖7和圖3兩種介質速度場計算結果可見，由于油的黏度大、近壁面邊界層厚，其速度與壁面速度更接近，速度值高于介質為水工況時的模擬結果。

圖6 試件段86 mm、介質為水時的湍流耗散率分布云圖Fig.6 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 86 mm and water medium

圖7 試件段86 mm、介質為油時的速度場模擬計算結果Fig.7 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 86 mm and oil medium

圖8 至圖10是表征湍流的各項參數計算結果。其中，圖8是試件外壁位置介質湍流強度計算結果，圖9是試件外壁位置介質湍動能計算結果，圖10是試件外壁位置介質湍流耗散率計算結果。可以看出：對于試件外壁位置介質來說，湍流主要集中于試件上下端面；側面一半以上區域介質的湍流強度和動能幾乎沒有變化、很穩定。

圖8 試件段86 mm、介質為油時的湍流強度分布云圖Fig.8 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

圖9 試件段86 mm、介質為油時的湍動能分布云圖Fig.9 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

圖10 試件段86 mm、介質為油時的湍流耗散率分布云圖Fig.10 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

2.3 126 mm試件水介質模擬計算結果

由圖11可知：對于試件外壁附近介質來說，試件側面中部（至少三分之二區域）介質速度變化很小，較穩定；并取流場內某點速度，便于與油介質計算結果對比分析，坐標為68、0、26 mm處，速度為0.554、0.646、0 m/s。

圖11 試件段126 mm、介質為水時的速度場模擬計算結果Fig.11 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 126 mm and water medium

圖12 至圖14是表征湍流的各項參數計算結果。其中，圖12是試件外壁位置介質湍流強度計算結果，圖13是試件外壁位置介質湍動能計算結果，圖14是試件外壁位置介質湍流耗散率計算結果。可以看出：對于試件外壁位置介質來說，湍流主要集中于試件上下端面；側面一半以上區域介質的湍流強度和動能幾乎沒有變化、很穩定。

圖12 試件段126 mm、介質為水時的湍流強度分布云圖Fig.12 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

圖13 試件段126 mm、介質為水時的湍動能分布云圖Fig.13 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

圖14 試件段126 mm、介質為水時的湍流耗散率分布云圖Fig.14 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

2.4 126 mm試件油介質模擬計算結果

圖15 試件段126 mm、介質為油時的速度場模擬計算結果Fig.15 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 126 mm and oil medium

由圖15可知：對于試件外壁附近介質來說，試件側面中部（至少三分之二區域）介質速度變化很小，較穩定；并取流場內某點速度，便于與水介質計算結果對比分析，坐標為68、0、26 mm處，速度為0.832、0.936 0 m/s。對比圖15和圖11兩種介質速度場計算結果可見，由于油的黏度大、近壁面邊界層厚，其速度與壁面速度更接近，速度值高于介質為水工況時的模擬結果。

圖16至圖18是表征湍流的各項參數計算結果。其中，圖16是試件外壁位置介質湍流強度計算結果，圖17是試件外壁位置介質湍動能計算結果，圖18是試件外壁位置介質湍流耗散率計算結果。可以看出：對于試件外壁位置介質來說，湍流主要集中于試件上下端面；側面一半以上區域介質的湍流強度和動能幾乎沒有變化、很穩定。

圖16 試件段126 mm、介質為油時的湍流強度分布云圖Fig.16 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

圖17 試件段126 mm、介質為油時的湍動能分布云圖Fig.17 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

圖18 試件段126 mm、介質為油時的湍流耗散率分布云圖Fig.18 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

2.5 數值模擬計算結論

（1）試件長86 mm時，側面中部二分之一左右區域附近的介質流動速度變化很小、很穩定，z方向的速度分量為零；側面中部大部分區域附近的介質流動的湍流強度、湍流動能變化量很小、很穩定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，基本可以滿足沖刷腐蝕實驗要求。

（2）試件長126 mm時，側面中部三分之二以上區域附近的介質流動速度變化很小、很穩定，z方向的速度分量為零；側面中部大部分區域附近的介質流動的湍流強度、湍流動能變化量很小、很穩定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，完全可以滿足沖刷腐蝕實驗要求[5-10]。

3 涂層抗沖刷腐蝕性能實驗

依據上述數值模擬計算結果，同時改變密封結構和冷卻系統，對在用高壓釜進行改造。利用改造后的高壓釜開展凝析氣田混輸管道高速沖刷材料抗沖蝕防護性能室內模擬實驗。每個實驗周期期滿后，按照GB/T 1766—2008《色漆和清漆涂層老化的評級方法》，對涂層破壞情況進行開罐檢查，分級評價。

3.1 實驗條件

模擬實驗材質為碳鋼和316L不銹鋼，有6種涂層：鈦納米聚合物、熱涂環氧、冷涂環氧、Ni-P鍍、滲氮、納米陶瓷。

實驗條件如下：介質流速為8 m/s，總壓力為12.8 MPa，CO2分壓為0.28 MPa，溫度為80℃。具體模擬實驗條件見表1。

表1 高速實驗條件Tab.1 High-speed experimental conditions

3.2 實驗結果

（1）在8 m/s實驗介質流速條件下，碳鋼表現出明顯的沖刷腐蝕形貌，腐蝕速率高達3.34 mm/a，316L不銹鋼表現出很好的耐蝕性能（圖19）。

圖19 高速沖刷腐蝕實驗結果圖片Fig.19 Picture of high-speed erosion corrosion test results

（2）實驗涂層在腐蝕條件下表現出明顯的差異性。其中，鈦納米聚合物和熱涂環氧涂層顯現良好，冷涂環氧涂層在高速沖刷下部分脫落，納米陶瓷涂層被破壞，Ni-P鍍、滲氮涂層均發生嚴重破壞（圖20）。

圖20 試驗結果對比Fig.20 Comparison of test results

4 結論

（1）針對高壓動態反應釜結構特點與功能原理，通過分析提出增大夾具和試件直徑在不明顯提高電動機轉速的情況下可大幅提高實驗介質速度。

（2）通過高壓沖刷腐蝕實驗腔內流場數值分析，試件長126 mm時，側面中部三分之二以上區域附近的介質流動速度變化很小、很穩定，z方向的速度分量為零；側面中部大部分區域附近的介質流動的湍流強度、湍流動能變化量很小、很穩定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，完全可以滿足沖刷腐蝕實驗要求。

（3）利用改造后的高壓釜開展了凝析氣田混輸管道高速沖刷材料抗沖蝕防護性能室內模擬實驗，設備運行平穩，實驗結果合理，能夠滿足高壓沖刷腐蝕實驗要求，達到了預期的目的。