常頂換熱器出口彎頭泄漏分析

侯艷宏,李 強

(中海油惠州石化有限公司，廣東 惠州 516086)

1 情況介紹

常壓塔頂采用兩段冷凝冷卻系統，通常是為了后移露點，避免第一段露點腐蝕[1]。常頂換熱器E-301A/B/C位于一段冷凝，于2017年9月投入使用。E-301A/B/C工藝基本情況見表1。2019年2月5日發現E-301A油氣側出口第一彎頭外彎穿孔泄漏，穿孔處最薄1.77 mm。

對E-301管程出口彎頭密集測厚，外彎兩處位置減薄嚴重，一處為泄漏的200 mm×80 mm長方形區域，測厚最小值為3.77 mm，一處為漏點上方80 mm×30 mm長方形區域。對減薄區域采取貼板處理。

2019年3月對E-301A/B/C出口彎頭測厚，數據顯示E-301B支路外彎減薄至9.08 mm，E-301C支路較好，減薄至10.83 mm。

2019年7月對E-301A,E-301B和E-301C出口彎頭測厚，E-301B支路外彎減薄至8.78 mm，對比2017年2月測厚數據，腐蝕速率超過0.6 mm/a；E-301C支路外彎減薄至10.82 mm，腐蝕速率大約0.2 mm/a。

換熱器E-301A/B/C入口有單獨注水，其中E-301A注水管線直徑15 mm，E-301B/C共同使用50 mm總管后分成兩路分別注入，所有注水線均沒有流量計，無法確定每個分支注水量是否有水注入。

2 生產工況和防腐蝕情況分析

2.1 生產工況

常頂油氣管線最高溫度136 ℃，最低119.5 ℃，平均溫度130.2 ℃，壓力0.11 MPa。常頂換熱器出口溫度為80～85 ℃。

2018年常減壓蒸餾裝置自3月6日開始，原油處理量由800 t/h逐步增加并穩定在860～870 t/h；6月1日起，原油處理量增加到910 t/h，6月1日至11月25日，原油處理量較大，除6月中下旬期間平均加工量低于910 t/h之外，其余均在910 t/h以上，最高加工量可至1 190 t/h；11月26日以后原油加工量均在900 t/h以下。

常頂物流量變化趨勢基本與原油加工量變化趨勢相同，物流量最低161.7 t/h，對應原油加工量為780 t/h；最高259.7 t/h，對應日期為2018年9月26日，對應原油加工量為最高值1 190 t/h。常頂物流量平均209.6 t/h。常頂回流量最低25 t/h，最高82.2 t/h，平均43.78 t/h，自開工以來整體呈現下降趨勢。

2.2 工藝防腐蝕情況

常頂系統工藝防腐蝕采用“一脫三注”，常頂油氣總線上注中和劑、緩蝕劑和水，同時常頂換熱器E-301A/B/C各支路入口注水，空冷器前總管注中和劑、緩蝕劑和水。

2.2.1 電脫鹽

脫后原油鹽質量濃度最低0.33 mg/L，最高8.53 mg/L，平均1.582 mg/L；酸值最低0.07 mgKOH/g，最高0.67 mgKOH/g，平均0.217 mgKOH/g；硫質量分數最低1.58%，最高3.22%，平均2.207%；脫后水質量分數最低0.01%，最高2.19%，平均0.076%?？傮w電脫鹽運行效果良好。

2.2.2 塔頂“三注”

原常壓塔頂中和劑注劑管線頻繁堵塞，現采用常頂揮發線中和劑與注水混合后通過注水噴頭注入。噴頭額定流量14.5 t/h，設計注入量為12.9 t/h，實際日常注入量10 t/h。

常頂緩蝕劑注劑量最小1.0 L/h，最高6 L/h，平均3.45 L/h，質量分數平均約為16.5 μg/g；中和劑注劑量最小0.3 L/h，最高18 L/h，平均5.53 L/h，質量分數平均約為26.4 μg/g。

常頂一級污水pH值最低4.8，最高8.6，平均7.0；鐵離子質量濃度最低為0.05 mg/L，最高10 mg/L，平均0.33 mg/L；其氯質量分數較高，為120～170 μg/g。

常頂污水pH值最低5.6，最高7.5，平均 6.78；鐵離子質量濃度最低0.04 mg/L，最高0.8 mg/L，平均0.11 mg/L，其氯質量分數在40 μg/g左右。

2019年1—2月常頂注水水質分析見表2。由表2可見注水水質pH值指標范圍寬泛，對比中石化工藝防腐規定，日常檢測pH值數據偏高。

表2 注凈化水水質指標

2.3 泄漏后現場采樣情況

換熱器出口采樣顯示， A支路介質中鐵離子含量明顯高于B和C支路；三個支路硫化物、pH值基本一致，A支路介質中氨氮含量明顯高于B和C支路。2019年3月現場采樣情況見表3。現場采樣時發現E-301A水量明顯較少而C較多。E-301A入口溫度明顯高于B和C。

表3 泄漏后現場采樣數據 mg/L

2.4 探針監測

腐蝕探針可以快速反映腐蝕趨勢變化。2018年E-301A管程入口探針檢測到3月18日出現腐蝕速率超標，平均腐蝕速率約為0.4 mm/a；5月10日起該探針檢測發現腐蝕速率嚴重超標，腐蝕速率大于0.4 mm/a，最高0.9 mm/a(見圖1)。

圖1 E-301A入口探針腐蝕速率

E-301A出口彎頭泄漏前探針平均腐蝕速率約為0.55 mm/a，2月5號換熱器貼板處理時關閉E-301A入口閥期間腐蝕速率下降為0.32 mm/a，換熱器E-301A再次投用后，探針平均腐蝕速率上升至0.61 mm/a；調整常頂總注水量由10 t/h緩慢增加至14 t/h，探針腐蝕速率增加，腐蝕速率接近1.1 mm/a(圖2)。目前受注水噴頭限制，常頂揮發線總注水量最大為14 t/h。

圖2 泄漏前后探針腐蝕速率

抽取E-301A管程入口探針后發現，表面被黑色垢物覆蓋，清洗探針上垢物，可見探針測量試片表面的腐蝕狀況存在差異，探針測量元件迎流面兩側腐蝕相對嚴重(見圖3)。其中一側從測量元件與探針桿連接焊口起沿探針軸向發生線狀穿孔，穿孔長度約30 mm，從形貌上看屬于腐蝕減薄穿孔(見圖4)。測量元件的外壁橫截面輪廓已成橢圓形，經測量橢圓形長軸方向為8.27～8.35 mm，短軸方向為7.65～7.84 mm。

圖3 腐蝕探針宏觀形貌

圖4 探針金相圖

腐蝕主要在外壁發生，較為明顯的腐蝕減薄區有兩處，分別標記為減薄處和穿孔處，分布在迎流面的兩側。

對探針表面的黑色垢物進行X射線衍射(XRD)分析，其主要成分為FeO(OH)和有機物(見圖5)。

圖5 探針表面垢物物相分析圖譜

介質中的液滴會附著在腐蝕探針表面，但由于氣流的作用，迎流面存留時間短，液滴沿探針橫截面外表面向兩側流動，在兩側的區域受流態影響，接觸時間較長，導致兩側的區域腐蝕相對較重(見圖6)。腐蝕探針存在低溫HCl-H2S-H2O均勻腐蝕，且因流態原因，探針兩側與流向平行的區域腐蝕相對較重。

圖6 液相介質流向示意圖

2.5 其他部位測厚監測情況

2018年9月，對常頂油氣線第一彎頭、第二彎頭、常頂換熱器入口彎頭、常頂回流罐出入口管線和空冷器出入口管線進行測厚，未發現壁厚明顯減薄。

3 原因分析

常頂油氣管線為氣液兩相區，同時含有“三注”注水點，介質相態和流態復雜，腐蝕因子和腐蝕機理多樣，主要表現為氯化氫露點腐蝕、氯化銨鹽與硫氫化銨結垢腐蝕。陳冰川[2]運用CFD對注水后常壓塔頂揮發線多相組分進行模擬，結果表明，在常頂注入中性水后，氣相腐蝕介質HCl和H2S在水相快速溶解，導致水相pH值最低。腐蝕類型以點蝕和局部坑蝕為主，與均勻腐蝕相結合。根據探針樣件分析結果，確定存在HCl-H2S-H2O腐蝕。

3.1 偏流沖刷影響

根據多相環境和流態研究，流動介質產生的機械力及對管壁的剪切力，會造成沖刷腐蝕。在多相環境、彎頭、焊縫凸起及表面粗糙處會增加剪切力。根據偶國富對常壓塔頂換熱器出口管道沖蝕特性的數值模擬結果，管道內生成的腐蝕產物保護膜在壁面剪切應力的作用下快速的脫落、再生，進而加速了管道的腐蝕。流場中水相主要集中在管道的外側，水相分率由外側壁面至內側壁面逐漸降低，在腐蝕性溶液聚集的外側壁面，各彎管和直管段剪切應力沿流動方向逐漸增大[3]。

常頂起始段為不均衡設計，中段為均衡設計，尾端為不均衡設計。根據以往CDF模擬情況，換熱器E-301A/B/C的進料氣相和液態必然存在偏流情況，并且E-301A/C的標高相差6 mm，可能導致進一步偏流， E-301A/B/C入口溫度計顯示A入口溫度為120 ℃，B/C入口溫度均為110 ℃，這證明了換熱器進料存在偏流問題。

氣態水的速度流線模擬見圖7。從圖7可見，在分布管三通、彎頭、大小頭等管件附近可見明顯流速流態變化，尤其在B位置的紅色部位，因為流量分配不均，流速明顯增大，導致紅色部位容易發生沖刷腐蝕。彎頭外彎處剪切力最大，沖刷最明顯。

圖7 分布管第二部分氣態水速度流線圖

沖刷腐蝕與常壓塔頂物料成分和流量大小、管路分布和注劑情況相關，真實工況模擬還需要設計院進行建模計算，并出具分布管改進方案。

3.2 常壓塔頂流速計算

常頂油氣至常頂回流罐物料參數如表3所示：實際體積流量總計約為35 573.2 m3/h，換熱器出口管徑為500 mm，物流均勻分配時三路換熱器出口管道截面積和為0.588 75 m2，核算平均流速約為16.78 m/s。但是當氣液流速15 m/s時，沖刷腐蝕速率不超過2 mm/a。

3.3 鹽酸腐蝕

有人運用化工工藝仿真軟件，對常頂換熱器進行模擬計算，結果表明：常頂換熱器失效的主要原因是露點腐蝕及NH4Cl結晶垢下腐蝕,其中HCl露點腐蝕是造成換熱器管束腐蝕的最直接因素[4]。在注入中性水后,揮發線管道內氣相腐蝕性介質HCl和H2S在水相中快速溶解,導致水相pH值呈酸性,注水點下游附近出現了液相跌落區,此處的pH值最低。對不同的注水流量和液滴粒徑的注水工況進行模擬后,發現注水參數對跌落區的位置、最低pH值產生了影響,其中液滴粒徑的影響更加顯著。模擬計算顯示，當氯化氫最大溶解速度在注水液滴跌落處，造成局部強酸性，而硫化氫最大的溶解和反向逸出過程均出現在管道內部中間位置。HCl在溫度高于水相露點區域不導致腐蝕問題，在水相露點處腐蝕性最強，腐蝕失效主要發生在常頂系統管式換熱器。鹽酸腐蝕多與露點腐蝕有關，含水和氯化氫的氣相在塔頂系統中發生冷凝，最初析出的液滴酸性很強，腐蝕速率很高。

目前主要通過試驗模擬方法對露點腐蝕進行研究，結果表明，各種材料在露點環境下的腐蝕速率遠大于浸泡相同濃度溶液中的腐蝕速率。同樣根據常壓塔頂換熱器E-301A/B/C實際工況，進行建模計算，常壓塔頂模擬計算數值見表4。

表4 常壓塔頂模擬計算數值

E-301換熱器出口溫度為80～85 ℃，位于氯化氫露點腐蝕區間。根據現場布置情況，E-301A位于常壓塔最遠端，其支路管線標高最低，常頂油氣由于慣性作用發生偏流，在其支路分配氣相較多，腐蝕介質夾帶量大。

根據模擬研究，當注水量越小，液相入口流速越小，在管道中的停留時間越長，液滴跌落距離越遠，同時當注水液滴粒徑越小，液滴跌落距離越遠。三個分支總注水量為6 t左右，根據現場閥門開度，判斷E-301A支路注水為1 t左右，無法充分稀釋鹽酸濃度，導致先在E-301A支路出口彎頭形成冷凝，腐蝕嚴重。E-301B支路和E-301C支路油氣流量較少，注水相對較多，腐蝕程度逐漸下降。

4 結論及建議

常頂換熱器E-301A/B/C出口彎頭處于HCl-H2S-H2O腐蝕環境，而換熱器操作溫度處于露點范圍，同時常頂管線標高偏差使E-301A支路油氣介質分配最多，而E-301A支路注水量最少，導致A出口彎頭液態水pH值偏低，再加上外彎沖刷腐蝕，最終造成A出口彎頭外彎首先腐蝕穿孔。

(1)建議增加第三方注劑效果評定，增加日常調整頻次，并加大注劑考核范圍和力度。建議探針腐蝕速率超標作為一項單獨考核項目，取消現有的附加測厚和鐵離子條件，只要探針腐蝕速率超標就應考核。

(2)重新模擬分析分布管流態，確定偏流嚴重程度，改進塔頂物流分布設計，在下次檢修期間調整管線水平高度。

(3)重新核算塔頂注水需求，增加流量計，加大注水量(可提高到餾出量的7%)，更換現有噴頭型號，爭取達到常頂25%液態水?？梢栽贓-301A/B/C入口加注中和劑，提高液態水pH值，減緩腐蝕。

(4)搭建永久性平臺，對常頂高空管線彎頭和框架外懸空管線彎頭進行定點測厚。

(5)對于常頂系統管線懸空部位使用超聲導波進行腐蝕檢測。