加氫反應流出物空冷器出口配管的彎管沖蝕特性表征預測方法

金浩哲， 徐曉峰， 偶國富， 劉驍飛, 楊 濤

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

石油化工行業(yè)是國民經(jīng)濟的支柱產(chǎn)業(yè)，而加氫反應流出物空冷器(REAC)是煉油廠中重要的設備[1-2]。隨著原油劣質(zhì)化以及運行工況的日漸苛刻，加氫反應流出物的下游設備，如換熱器、空冷器等長期承受流動、傳熱、相變、腐蝕等復雜流動腐蝕環(huán)境，設備服役過程中發(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]。鑒于沖蝕失效機理復雜，影響因素較多，現(xiàn)有研究缺少可直接應用的沖蝕失效精準預測方法，工程實際常采用密集型測厚進行檢驗，耗時費力。因此，建立一種多相流沖蝕特性的表征預測方法顯得尤為迫切。

多相流沖蝕是流動腐蝕失效的主要形式之一，與之相關的研究主要包括：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)生嚴重影響，尤其是結(jié)構(gòu)突變管段，會加速沖蝕效應；Mori等[8]通過環(huán)道式射流實驗對不同金屬材料進行了油氣多相流沖擊試驗，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]通過實驗研究了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；Poulson[10]通過對比靜止狀態(tài)與流動狀態(tài)下的電化學腐蝕速率，指出流體流動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分量的湍流波動相對應，提出以湍流強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)物膜初始破裂時的臨界剪切應力。本課題組前期的研究結(jié)果表明[13-14]：加氫REAC系統(tǒng)的多相流與流動腐蝕環(huán)境密切相關，是流動與腐蝕耦合作用的結(jié)果，并提出用水相分率和剪切應力表征沖蝕特性。

筆者以加氫反應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)全流域進行數(shù)值模擬，通過傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應力等表征參數(shù)的預測，確定沖蝕高風險區(qū)域，結(jié)合彎管壁厚超聲波測厚驗證了數(shù)值預測方法的正確性。研究成果可為在役管道的耐流動腐蝕優(yōu)化設計、風險評價及防控優(yōu)化提供重要依據(jù)。

1 REAC出口彎管沖蝕機理

1.1 加氫反應流出物酸性水處理工藝

煉油工藝中，反應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)進入回流罐D(zhuǎn)-201后進入氣、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 彎管沖蝕機理及表征

結(jié)合圖1可知，進入REAC系統(tǒng)的反應流出物主要為含H2S、NH3、HCl等腐蝕性介質(zhì)的酸性氣，隨著多相流介質(zhì)的流動及傳熱冷卻，反應生成的NH4Cl或NH4HS等達到結(jié)晶溫度時，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。其中流動腐蝕環(huán)境下腐蝕性介質(zhì)與管壁間的反應方程為：

(3)

(4)

如式(3)、式(4)所示，在流動腐蝕環(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)中的氫離子擴散到管束近壁面并吸收電子轉(zhuǎn)化為H2。其中反應生成的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)物保護膜因流體沖刷受到剪切應力作用。當管道近壁面保護膜處的傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應力足夠大時，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，形成電化學腐蝕。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為施密特數(shù)；DAB為溶液中的H+擴散系數(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[16]，通過應力分析計算腐蝕產(chǎn)物膜上的最大剪切應力，引入該參數(shù)作為沖蝕特性表征的另一參數(shù)?；谌驊Ψ治銮笞畲蠹羟袘Φ哪Ｐ腿鐖D2所示，在笛卡爾坐標系下選擇微元M進行應力分析。

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

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

(6)

式(6)中：μ為動力黏度，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軸的周向拉應力(σθ)和沿y軸的徑向壓應力(σr)，計算公式為：

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

(9)

(10)

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

2 REAC出口管道計算模型

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，配管設計壓力為0.13 MPa，出口總管管徑為254 mm，材質(zhì)為碳鋼，共包含8個90°彎頭，分別定義為Elbow1～Elbow8。采用六面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，并對結(jié)構(gòu)突變區(qū)域進行局部加密，為保證管束近壁面流動參數(shù)計算結(jié)果的準確性，對REAC出口配管全流場進行了網(wǎng)格無關性驗證，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%，視為達到網(wǎng)格無關性要求，采用網(wǎng)格總數(shù)8.32×105進行數(shù)值計算。

為準確描述彎管的結(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，在流動過程中充分混合，故采用Mixture模型進行求解，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由相應輸運微分方程確定[17-18]。

(12)

(13)

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

計算域采用速度入口和自由流出口。采用有限體積法實現(xiàn)計算域和控制方程的離散，體積分數(shù)、湍動能、動量和湍流耗散率采用一階迎風格式進行離散，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)物膜表面到達管束基體的傳質(zhì)速率作為表征參量，數(shù)值計算過程不考慮化學反應過程。

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)值計算結(jié)果討論

3.1 傳質(zhì)系數(shù)分布特性

從空冷器進入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，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。在進入彎頭時，因為結(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，液相水的分布也是一個重要的考慮因素。圖5為REAC出口配管各彎頭水相體積分數(shù)分布圖。由圖5可知，多相流介質(zhì)在流經(jīng)彎頭時，由于密度差異，在離心力作用下，彎頭外側(cè)的水相體積分數(shù)大于內(nèi)側(cè)，且隨著流出角α的增大，水相體積分數(shù)也不斷增加，在靠近彎頭出口處達到最大值，說明在該區(qū)域腐蝕性介質(zhì)的腐蝕風險更高。對比各個彎頭的的水相體積分數(shù)分布可知，經(jīng)二合為一匯流后的彎頭7和彎頭8的水相體積分數(shù)分布區(qū)域及最大值均高于其余 6只彎頭，其中水相體積分數(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數(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)生電化學腐蝕反應生成腐蝕產(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，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，在彎頭出口附近達到極大值。對比各個彎頭可以發(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，這與水相體積分數(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°處達到最大值，隨后趨于穩(wěn)定，而彎頭7、8均在α=90°處達到最大值，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，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)生電化學腐蝕。其中彎頭8外側(cè)α=90°位置對應離子傳質(zhì)系數(shù)最大的區(qū)域，發(fā)生電化學腐蝕的風險相對較高。

3.2 最大剪切應力分布特性

通過三向應力分析求最大剪切應力得到各彎頭最大剪切應力分布規(guī)律如圖8所示。由圖8可知，管徑較小的彎頭1～6最大剪切應力分布均呈現(xiàn)外大內(nèi)小的趨勢，其中最大剪切應力峰值出現(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的最大剪切應力高于其余所有彎頭，其峰值分布區(qū)域為20°≤α≤70°的管段。

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

提取各彎頭最外側(cè)最大剪切應力并繪制曲線圖如圖9所示。由圖9可知，對應同一臺空冷器的2個小管徑彎頭內(nèi)部最大剪切應力分布基本一致，即彎頭1/2、3/4、5/6的最大剪切應力峰值均位于彎頭前半段α=30°附近區(qū)域，在彎頭進出口附近下降較快，最大值出現(xiàn)在彎頭6，最大剪切應力為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，在彎頭進出口附近區(qū)域最大剪切應力下降較快，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，膜破裂或剝落的風險較高。

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

3.3 失效案例解剖驗證

REAC出口彎管的沖蝕失效是由電化學腐蝕與流體動力學的協(xié)同作用引起的。其中電化學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力分析求解最大剪切應力的方法得到。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)生沖蝕的風險更高。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°的沖蝕失效高風險區(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°位置達到最大值，而在α=85°斜率減小，增長速率減緩；最大剪切應力在α=55°附近區(qū)域達到最大值，在靠近彎頭出口處曲線斜率不斷增加，對應最大剪切應力的減小速率加劇。因此，將傳質(zhì)系數(shù)與最大剪切應力峰值相對較高且重疊的區(qū)域，即55°≤α≤85°定義為預測的沖蝕高風險區(qū)域。

圖10 REAC出口配管沖蝕高風險位置預測圖Fig.10 High risk predicted position of erosionfailure at REAC outlet piping

對比工程實際失效更換記錄發(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)生沖蝕的風險最大，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進行解剖測厚如圖11所示。圖11中焊縫處為彎頭入口對應α=0°，而截斷處對應彎頭出口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°)沖蝕最為嚴重，已進行打補丁處理。

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°對剩余管道壁厚進行測厚，測厚結(jié)果見表2。由表2可知，在彎頭進口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)生沖蝕的風險要遠大于內(nèi)側(cè)，在彎頭進口處內(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，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)生沖蝕失效的風險最大，與數(shù)值預測結(jié)果相一致；從測厚數(shù)據(jù)可以得到，實際沖蝕失效的高風險區(qū)域為彎頭外側(cè)60°≤α≤90°管段，而數(shù)值模擬預測的區(qū)域為55°≤α≤85°，說明傳質(zhì)系數(shù)、最大剪切應力分布的峰值區(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理，提出將離子傳質(zhì)系數(shù)以及三向應力求解的最大剪切應力作為表征沖蝕特性的關鍵表征參數(shù)。

(2)構(gòu)建了REAC出口配管全流域的數(shù)值計算模型，數(shù)值計算獲得了傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應力的分布特性。預測結(jié)果表明，彎頭8發(fā)生沖蝕失效的風險最高，其中傳質(zhì)系數(shù)與最大剪切應力曲線峰值之間的管段(55°≤α≤85°)為預測得到的沖蝕高風險區(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)顯示實際沖蝕失效的高風險區(qū)域為彎頭外側(cè)60°≤α≤90°管段，與數(shù)值預測獲得的沖蝕高風險區(qū)域基本重合，驗證了基于傳質(zhì)系數(shù)和最大剪切應力預測沖蝕失效的可行性。