基于Fluent的异径偏心弯管环烷酸冲蚀分析

陈 铮,路 伟,赵志顶,吕海武,徐光远,王奎升

(1. 北京化工大学，北京 100029; 2. 中国石油吉林石化公司 检测中心，吉林 132021;3. 中国石油长城钻井公司，北京 100101)



基于Fluent的异径偏心弯管环烷酸冲蚀分析

陈 铮1,路 伟2,赵志顶3,吕海武2,徐光远2,王奎升1

(1. 北京化工大学，北京 100029; 2. 中国石油吉林石化公司 检测中心，吉林 132021;3. 中国石油长城钻井公司，北京 100101)

在高温环烷酸腐蚀环境中，应用Fluent软件对不同结构尺寸的异径偏心弯管弯头与变径后直管段内的流场进行了数值模拟。根据流速、剪切力等流体力学参数的变化情况，结合高温环烷酸腐蚀机理，分析了流场对异径偏心弯管冲蚀的影响，预测并验证了异径偏心弯管易腐蚀的部位。结果表明：异径偏心弯管弯头两侧与外侧还有变径后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力较大，易发生环烷酸冲蚀；弯头内侧剪切力随直管段长度增大而增大，弯头两侧剪切力随直管段长度增大而减小，弯头外侧剪切力不随直管段长度改变而改变。因此，在实际检测中，对于直管段较长的异径偏心弯管，除了弯头两侧与外侧，还要注意弯头内侧的检查。

异径偏心弯管；冲蚀；环烷酸腐蚀；数值模拟

随着我国炼制高酸原油的比例逐渐提高，高酸原油炼制过程中加工设备及装置管线出现的环烷酸腐蚀日益严重。为了防止管道发生腐蚀泄漏，企业往往会在管线易腐蚀的部位上安装监测装置，但由于管线数量众多，且管道结构复杂，同时考虑经济性，监测装置长度有限，所以很难对管线的高危腐蚀部位做到全面监测。

影响环烷酸腐蚀速率的因素很多，主要有温度、流速、流态、酸值、含硫量以及设备材料[1]。在同一段管道内介质的温度、酸值、含硫量以及设备的材料都几乎相同，因此变化较大的只有介质的流态和流速两种因素。由于在异径偏心弯管的大小头与弯头处流速与流态发生改变，导致异径偏心弯管不同部位的腐蚀速率存在差异。如果能够通过计算得出异径偏心弯管内流体的流速、流态分布情况及与之相关的流体力学参数，就可以预测其腐蚀速率较高的部位，并对此部位提前进行重点监测。

随着计算流体力学的发展，国内大量学者都开始采用数值模拟的方法来研究流体流动对腐蚀产生的影响。雍兴跃[2]将数值计算与试验相结合，研究了在质量分数3.5% NaCl溶液中湍流状态下碳钢的腐蚀情况，验证了临界流体力学参数对流动腐蚀的重要作用；张政等[3]对突扩圆管内固液两相流冲刷腐蚀过程进行了数值模拟，并与前人模拟的数据进行对比，验证其准确性；梁光川等[4]应用数值模拟方法对输油管道的弯头冲蚀进行了分析，验证了弯头为较易腐蚀的部位。前人的研究证明了应用计算流体力学来研究流动加速腐蚀的可行性，但应用计算流体力学方法研究异径偏心弯管内环烷酸流动腐蚀的研究甚少。本工作在前人研究的基础上,对高温环烷酸腐蚀条件下的异径偏心弯管进行数值模拟分析，以获得其内部的流场分布，并以此为依据来预测在高温环烷酸腐蚀条件下异径偏心弯管易发生腐蚀的部位。

1　数值模拟

1.1控制方程

假设模拟介质为不可压缩流体，流体流动的控制方程为质量守恒方程与Navier-Stokes方程。流体不可压缩，所以流体密度ρ为常数，即∂ρ/∂t=0，质量守恒方程简化为[5]:

(1)

Navier-Stokes方程为:

(2)

式中：u，v，w分别为速度矢量在x，y，z方向上的速度分量；ρ为流体密度；p为压力；μ为动力黏度系数；Fu、Fv、Fw为微元体受到的力；t为时间。

1.2湍流模型

由于突扩弯管内流场雷诺数较高，流体呈湍流状态，故采用标准k-ε湍流模型来求解[6]，其输运方程为:

(3)

(4)

式中：k为湍动能；ui为速度分量；xi，xj为坐标分量，这里所有的i和j指标取值范围为(1,2,3)；μl为湍动黏度；Gk为由平均速度梯度引起的湍动能k的产生项；Gb为由浮力引起的湍动能k的产生项；YM为可压缩湍流中脉动扩张的贡献；C1ε、C2ε和C3ε为经验常数；σk和σε分别是与湍动能k和耗散率ε对应的Prandtl数；Sk和Sε为用户定义的源项[4]。

1.3物理模型与网格划分

以某炼油厂常减压装置常底渣油管线90°异径偏心弯管为模型进行建模，模型由五部分组成，分别为入口段、变径段、变径后直管段、弯头段以及出口段。为了保证流动的充分发展，建模时对入口进行了延长，其结构及具体尺寸如图1所示。

对模型采用扫掠的方法进行六面体网格的划分[5]，由于k-ε湍流模型针对充分发展的湍流才有效，而在壁面附近流动几乎为层流，所以需要采用壁面函数法将壁面上的物理量与湍流核心区内相应的物理量关联，这就需要在划分网格时把第一个内节点布置在湍流充分发展的区域内。Y+值是用来衡量流体与壁面距离的无量纲参数，为了把第一个内节点布置在湍流充分发展的区域内，需保证Y+值在30～300的范围内[5]，这就需要对模型进行边界层划分，图2为划分好网格后的Y+值分布云图，从图2中可以看出Y+值都在30～300之间,保证了计算结果的准确性。

1.4边界条件和计算方法

依据现场管道工艺参数设定边界条件，管道入口采用质量流量入口，根据现场数据设定质量流量为20.28 kg/s；管道出口采用压力出口边界条件，并将出口压力设为101.325 kPa；壁面边界条件设为固壁无滑移条件；流动介质为渣油，其物理性质按实际测试所得(密度947 kg/m3、在350℃下的黏度为0.88 mm2/s)。采用SIMPLE算法[6]求解压力速度耦合，控制方程采用二阶迎风格式进行离散。

2　结果与讨论

渣油在管道内流动时，渣油中的环烷酸分子会穿过流体的边界层，在高温条件下与壁面的铁分子发生反应生成环烷酸铁，其反应方程见式(5)[6]。

(5)

环烷酸铁溶于油中并脱离金属表面，露出金属裸面，使腐蚀不断进行。从其反应机理可以发现，腐蚀速率主要是由环烷酸分子向壁面的传质速率控制，各种流体力学参数对其腐蚀速率的影响实质上都是对其传质速率的影响。传质速率可以由传质系数K来表示。在湍流条件下，传质系数K可用表示[7]。

(6)

(7)

式中：μ为动力黏度系数；ρ为流体密度；D为扩散系数；U为流体运动速度；τ为剪切应力。

从式中可以看出传质系数K与剪切应力τ成正比。在使用壁面函数的条件下，壁面切应力可以用式表示[5]。

(8)

式中：ρ为流体密度；kp为流体近壁处湍动能;up为近壁处流体流速;u+为近壁处流速的无量纲参数。

从其表达式可以看出，壁面剪切应力与湍动能的二分之一次方和近壁流速成正比。因此通过剪切力的分布可以判断出管道内部流场的状态与流速的分布,从而可以通过剪切力的分布来预测管道易腐蚀的部位。

从图3中可以看出，壁面剪切力在入口段出现最大值，变径后直管段在180°～360°区域内剪切应力较大；弯头两侧及外侧剪切应力较大，弯头内侧剪切力较小。

由图4和图5可以发现，流速最大值出现在入口段；变径后直管段，在180°～360°区域内流速要大于0°～180°区域内流速，且流体在0°～180°区域内流速较小，流速分布不均；在弯头段，流体流速分布均匀，流速由弯头内侧向外侧逐步增大。

当流体流量一定时，由于变径后直管段管道直径大于入口段管道直径，所以入口段流速大于变径后直管段流速。而剪切力与流速成正比，所以入口段壁面剪切力大于变径后直管段壁面剪切力；当流体从入口段流入变径后直管段时，由于惯性，新流入的流体不会马上充满变径后直管段，而是沿着流动方向逐渐地扩张，最后充满变径后直管段。因此在变径后直管段管壁与主流间形成漩涡，如图6所示。主流带动漩涡不断向下游移动，漩涡流速较低[8]，导致在管道0°～180°附近出现低流速区；当流体流经弯头时，低流速区内的流体沿弯头内侧流动，流速较低，壁面剪切力相对较小。主流沿弯头两侧和外侧流动，壁面剪切力较大。但由于离心力的作用，弯头外侧压力较大，根据伯努利方程，同一流线上各点的单位质量流体的总比能为常数[9]，弯头外侧压能大，相应的动能会减小，从而使主流流速有所下降，导致弯头外侧的剪切力小于变径后直管段主流流动区域内的壁面剪切力。

由于剪切力会对管道内氧化物保护膜产生破坏作用[10]，同时剪切力还会对腐蚀介质向壁面传质产生影响，剪切力大的部位传质系数大[11],所以剪切力大的部位环烷酸腐蚀严重。根据检测数据显示，管内介质酸值为0.6 mg·KOH/g，管道操作温度为350 ℃，符合高温环烷酸的腐蚀环境。按图7所示位置进行现场测厚，测得的数据见表1。其中白色圆圈部位为厚度低于7 mm的较薄部位。从图7可以看出，壁厚较薄部位位于变径后直管段180°～360°附近和弯头两侧，与模拟所得高剪切力区域分布情况相吻合，验证了模拟结果的准确性，使模拟结果具有一定的价值。

当其他条件不变时，改变变径后直管段长度，其弯头不同部分最大剪切力变化情况如图8所示。可见，弯头两侧最大剪切力随变径后直管段长度的增加而减小，弯头内侧最大剪切力随变径后直管段长度增加而增大，弯头外侧最大剪切力则不随变径后直管段长度改变而改变。其主要原因是变径后,直管段内漩涡在随着主流运动的过程中能量逐渐减小，变径后直管段长度越长，漩涡在弯头附近影响范围越小，弯头内侧流速越大，剪切力越大。主流由于不断地被漩涡消耗能量，导致流速不断下降，变径后直管段越长，主流消耗能量越多，主流在弯头内流速越低，弯头两侧剪切力越小。所以对于直管段较长的异径偏心弯管，除了弯头的两侧，其弯头的内侧与外侧也易发生腐蚀。

3　结论

(1) 采用有限元法，对异径偏心弯管变径后直管段和弯头段进行数值模拟分析。发现异径偏心弯管弯头两侧与外侧还有变径后直管段180°～360°附近壁面上的剪切力较大，易发生环烷酸冲蚀腐蚀，应予以重点监测。

(2) 对变径后直管段长度不同的异径偏心弯管弯头段流场分析表明，弯头内侧剪切力随直管段长度增大而增大，弯头两侧剪切力随直管段长度增大而减小，弯头外侧剪切力不随直管段长度改变而改变。因此，在实际检测中，对于直管段较长的异径偏心弯管，除了弯头两侧与外侧，还要注意弯头内侧的检查。

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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,从事石油化工设备的腐蚀与防护研究,13051199512,kuishengw@163.com

TG174.4

A

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