常壓塔頂換熱器出口管道沖蝕特性的數(shù)值模擬

偶國富，AI-barakani A. Ahmed，許 健，葉浩杰，金浩哲

(浙江理工大學流動腐蝕研究所，杭州 310018)

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常壓塔頂換熱器出口管道沖蝕特性的數(shù)值模擬

偶國富，AI-barakani A. Ahmed，許 健，葉浩杰，金浩哲

(浙江理工大學流動腐蝕研究所，杭州 310018)

針對石化工業(yè)常壓塔頂(常頂)系統(tǒng)中換熱器出口管道的沖蝕失效問題，分別利用工藝仿真軟件Aspen和計算流體力學軟件，進行工藝計算和熱器出口管道的三維流場數(shù)值模擬，得到多相流中腐蝕性介質的分布規(guī)律和流場結果。研究發(fā)現(xiàn)：管道內油氣水三相流中均存在腐蝕性介質，其溶于水后形成的腐蝕性溶液對管道壁面產生腐蝕作用，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破壞；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；沿流動方向第四只彎管內側由入口至30°之間區(qū)域、其它四只彎管外側壁面沿流向30°至出口段和第三、四只彎管間直管外側壁面，為水相分率和壁面剪切應力最大區(qū)域，即在腐蝕和流體剪切作用下失效的高風險區(qū)域，仿真結果與管道測厚結果基本吻合。

換熱器管道；沖蝕特性；工藝分析；數(shù)值模擬

0 引 言

石化工業(yè)是國民經濟的基礎工業(yè)之一，是保障能源安全、實現(xiàn)本世紀中葉達到中等發(fā)達國家這一戰(zhàn)略目標的重要組成部分。受高硫、高酸等劣質原油加工比例增加的影響，設備系統(tǒng)的嚴重腐蝕已成為煉油工業(yè)安全生產的瓶頸[1-3]。常減壓蒸餾作為石油煉制的首道工序，原油劣質化帶來的弊端在常減壓裝置上被直接體現(xiàn)出來[4-7]。近年來，常壓塔頂(常頂)系統(tǒng)已多次出現(xiàn)換熱器管束穿孔、原油內漏等事故，不僅嚴重影響企業(yè)的生產計劃，而且嚴重威脅節(jié)能、環(huán)保與安全。

常頂系統(tǒng)的主要腐蝕失效機理有多相流沖蝕、胺/銨鹽沉積垢下腐蝕、HCl露點腐蝕等。其中研究沖蝕失效國外最具代表性的是美國俄亥俄州立大學，主要采用電化學阻抗譜法、極化曲線法和電化學噪聲技術，研究復雜多相流環(huán)境下的沖蝕特性[8]；Shargay等[9]研究了銨鹽的垢下腐蝕機理，提出從原料含量、管道材質、優(yōu)化設計等方面緩解銨鹽腐蝕失效；金浩哲等[10-11]采用熱力學推導的方法，建立了NH4Cl和NH4HS結晶平衡曲線；Dewan等[12]研究了胺鹽(DEA·HCl)對碳鋼的腐蝕速率，其所測得的DEA·HCl平衡與動力學數(shù)據(jù)，可為常減壓裝置加注中和劑DEA優(yōu)化提供指導；Zarenezhad等[13]建立了含硫燃燒氣體露點預測的三層四元人工神經網絡模型，可針對酸性氣體的露點溫度進行預測。與國外比較而言，我國針對常減壓裝置的腐蝕研究相對較晚，在原油劣質化過程中存在的腐蝕問題更加突出。

為了揭示常減壓裝置的腐蝕失效機理，本文以常頂系統(tǒng)為研究對象，確定常頂系統(tǒng)的腐蝕回路，通過Aspen仿真分析多相流中腐蝕介質的物性參數(shù)和分布規(guī)律；在此基礎上，針對常減壓裝置換熱器出口管道進行結構離散建模，通過流體動力學方法分析出口管道系統(tǒng)的沖蝕風險。以仿真分析結果為基礎，對現(xiàn)場管道壁面相應危險區(qū)域進行壁厚檢測，驗證了數(shù)值模擬的準確性，為常頂系統(tǒng)易腐蝕管道的測厚布點優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1 常頂系統(tǒng)腐蝕回路分析

1.1 常頂系統(tǒng)腐蝕回路簡介

本文以某石化企業(yè)常頂系統(tǒng)換熱器出口管道為研究對象，常頂系統(tǒng)的工藝流程圖如圖1所示。原油在常壓塔T102中進行蒸餾，常壓塔頂部分離出油氣混合物，混合物在進入換熱器前進行注氨、緩蝕劑和中和劑，之后分5路分別進入換熱器E101/1-E101/5，5臺換熱器前均設有注水點?；旌衔锝洆Q熱器冷卻后進入常頂回流罐V102進行油、氣、水三相的分離，回流罐中分離后的油相在回流泵P103的作用下，一部分經空冷器AC102和水冷器wc101/1、wc101/2冷卻后作為常頂一級油出裝置，另一部分進入常壓塔頂部作為常頂回流油回流?；亓鞴拗械臍庀嘟浛绽淦鰽C101和水冷器wc101/3、wc101/4進行冷卻后，進入分離罐V103再次進行三相分離，分別得到常頂二級油、常頂瓦斯氣和含硫污水?；亓鞴轛102與V103分離出的含硫污水進入污水處理罐V110進行處理，處理后一部分常頂含硫污水經泵P121流出裝置，另一部分作為冷卻水經泵P122后進入換熱器與常頂混合物進行換熱。

圖1 常頂系統(tǒng)工藝流程示意圖

1.2 常頂系統(tǒng)腐蝕介質分析

常頂系統(tǒng)中的腐蝕介質主要有HCl與H2S。由于目前我國大量煉制國外進口的劣質原油，原油中存在一定量的硫化物及氯化物等雜質。在加工過程中，隨著溫度逐步升高，原油中的MgCl2、CaCl2在水溶液的環(huán)境下逐步發(fā)生水解反應，從而產生HCl，反應過程如式(1)和式(2)所示。同時原油中開采中添加的有機氯(如CHCl3)也會因溫度的升高發(fā)生水解反應產生HCl。而常頂系統(tǒng)中的H2S主要來源于原油雜質中硫化物的受熱分解。

(1)

(2)

隨著原油蒸餾過程的不斷進行，常頂系統(tǒng)逐漸產生HCl及H2S氣體，進入塔頂位置及塔頂冷凝區(qū)，當HCl與H2S以氣體狀態(tài)存在時不發(fā)生腐蝕，但當其進入塔頂冷凝區(qū)，系統(tǒng)溫度降低至露點溫度時，開始出現(xiàn)液態(tài)水，HCl及H2S氣體極易溶于液態(tài)水形成濃度極高的腐蝕性溶液，與金屬本體發(fā)生化學反應從而破壞管道內壁面。腐蝕性溶液在露點溫度處的pH值最低，腐蝕性最強，隨著溫度逐漸降低，液態(tài)水量不斷增加，腐蝕速率也逐漸減小。

1.3 常頂系統(tǒng)沖蝕風險分析

常減壓裝置主要設備的操作工況如下：常壓塔T102的操作壓力為0.160 MPaG，操作溫度為140.6℃；常頂回流罐V102的操作壓力為0.127 MPaG，操作溫度為90.1℃；分離罐V103的操作壓力為0.076 MPaG，操作溫度為40.3℃；常壓注水總量為22000 kg/h。常頂瓦斯氣、常頂含硫污水、常頂一級油和常頂二級油的流量分別為4610.90、13060、133800 kg/h和74100 kg/h，氣、水、油三種介質的工況及組成如表1-表4所示。

表1 常頂瓦斯氣組成

根據(jù)常頂系統(tǒng)的典型工況，采用工藝流程計算軟件Aspen進行工藝過程的計算。根據(jù)常頂系統(tǒng)工藝過程分析，構建常頂冷卻系統(tǒng)工藝計算模型，如圖2所示。模型包括：常頂瓦斯氣(CD-GAS)，含硫污水中的氨、硫、氯組分轉化為NH3、H2S、HCl的物流(NSCL-WAT)，常頂一級油(OIL-YJ)，常頂二級油(OIL-EJ)，以及一級油中的H2S(H2S-YJ)，將上述物流混合后，將該股物流的操作溫度、操作壓力調整為常壓塔塔頂?shù)牟僮鳒囟?、操作壓力，通過計算可得到常頂塔塔頂出口油氣物料的流量、組成。

表2 常頂含硫污水工況及組成

表3 常頂一級油工況及組成

表4 常頂二級油工況及組成

圖2 常頂冷卻系統(tǒng)工藝計算模型

由于常壓塔T102塔頂油氣為飽和狀態(tài)，在注水前，由于體系中不存在液態(tài)水，無需考慮HCl、H2S、NH3在水中的溶解及解離平衡，此時，可以采用PR物性方法。該方法包含所有烴和非烴組分的二元交互作用參數(shù)，對于非庫存組分和烴類虛擬組分，Aspen可自動給出HC-HC交互作用參數(shù)。PR方程的公式為：

(3)

式中：p為壓力，R為氣體常數(shù)，T為溫度，V為摩爾體積；a、b為與流體特性有關的參數(shù)，Aspen數(shù)據(jù)庫包含了大部分物質的a、b值。

經Aspen建模仿真計算，可獲得常頂系統(tǒng)油氣水三相的物性參數(shù)，其中常頂系統(tǒng)換熱器出口總管物性參數(shù)見表5。

表5 換熱器出口總管物性參數(shù)

2 換熱器出口管道沖蝕數(shù)值計算

2.1 出口管道結構

換熱器出口管道由直管和多個彎管連接組成，其結構如圖3所示。流向由左至右，其中在管道的壁面存在沖蝕失效隱患。將彎管沿流向按角度劃分坐標，彎管入口為0°，出口為90°，彎管之間的直管段以距離坐標為基準。本文對編號為a—e的彎管及彎管間直管進行數(shù)值分析。彎管規(guī)格為700-S40，材質為20#碳鋼，標號為SH3408-1996，GB/T8163-1999。其中a、b、c和d號彎管為90°彎管，e號彎管為45°彎管，曲率半徑R均為1.5倍公稱直徑D。

圖3 換熱器出口管道結構簡圖(長度單位：mm)

2.2 控制方程

本文研究的計算流體為油氣水三相混合介質，多相流模擬采用Mixture混合物模型。氣液相均使用不可壓條件，湍流模擬選用RNGk-ε模型，并考慮重力的影響，控制方程如下。

連續(xù)方程：

(4)

動量方程：

(5)

式中：vm、ρ分別為混合相的速度和密度，P為壓強，n是相數(shù)，F(xiàn)是體積力，λα是第α相的相分率，ρα是第α相的密度，μm是混合物粘度，vdr,α是第α相的漂移速度。

湍流模型：

(6)

(7)

湍流耗散方程中加入Rε項，使其在不同應變率區(qū)域對湍流粘度進行改進，從而使得該模型在高應變率影響下有更高的計算精度。Rε的表達式為：

(8)

2.3 邊界條件和計算格式

根據(jù)工藝分析結果確定換熱器出口管道入口介質的物性參數(shù)見表6?；贔luent對換熱器出口管道內的多相流動進行流體動力學數(shù)值模擬。根據(jù)混合物模型計算，湍流采用RNGk-ε模型，并對壁面使用標準壁面函數(shù)處理。計算模型入口采用速度入口，各相速度通過相應的體積流量和管徑換算得到，出口采用自由流動出口。壓力-速度耦合采用PISO格式，該方法包含一個預測步和兩個修正步，可加快迭代步中的收斂速度；壓力差值采用PRESTO!格式，動量方程采用二階迎風格式離散，體積分數(shù)通過QUICK格式離散。

表6 換熱器出口管道入口介質物性參數(shù)

利用ICEM軟件對出口管道進行網格劃分，整體采用結構化網格，且管道徑向圓截面采用O型網格。分別劃分網格數(shù)為22萬、33萬、44萬、55萬和66萬的五種網格，使用表6中介質的物性參數(shù)和相應的邊界條件計算得到不同網格數(shù)下管道出口流量，如圖4所示。從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，隨著網格數(shù)的增加，出口流量數(shù)值逐漸趨于穩(wěn)定。本文選用55萬網格計算結果進行分析，認為此時已達到了網格無關性要求。

圖4 網格無關性驗證

2.4 計算結果分析

2.4.1 水相分率分析

圖5為換熱器出口總管流場內的水相分率分布情況。定義與彎管外側壁面相連的直管同側壁面為外側，即圖5中表示流向的虛線箭頭所在側，與之相對位置則為內側壁面?？梢钥吹皆趶澒躠至彎管e之間這一彎管密集分布區(qū)域內，水相沿著流場在內外側呈現(xiàn)較大差異的分布。因為油、氣、水三相流進入彎管段后，流道結構的變化導致流向改變，經過拐彎處在離心力的作用下，三相混合介質都有向管道外側流動的趨勢。但是由于油相和水相的密度遠大于氣相，相對受到更強烈的離心作用，更容易向外側運動并聚集，因此在各彎管段均呈現(xiàn)流道外側水相分率向內側逐漸遞減的分布趨勢。在圖5(a)中注釋位置中，水相分率的最大值集中分布在彎管b出口到彎管d進口之間的管道的外側壁面，彎管e的彎管外側壁面。流動過程中含有腐蝕性介質的水溶液對管道材料有腐蝕作用，流場中的水相分率較低，形成高濃度的腐蝕溶液附著在管道壁面時，將對管道壁面造成極強的腐蝕破壞。而水相集中分布的區(qū)域更容易受到腐蝕作用，為失效危險區(qū)域。

圖5 換熱器出口總管道水相相分率分布

下面提取水相分率數(shù)據(jù)進一步對比分析危險區(qū)域的位置。圖6為彎管沿流動方向(彎管入口為0°)以15°為間隔提取內外側中心壁面水相分率的變化曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)除了a彎管在沿流向45°位置的外側壁面相分率達到最大值，其他彎管外側壁面的水相分率均沿著流動方向由彎管入口向出口逐漸增大，相應的內側壁面水相分率則會呈現(xiàn)減小的趨勢。各個彎管外側壁面的水相分率基本都大于內側，水相主要在外側壁面區(qū)域聚集。但是d彎管在入口處內側水相分率會高于外側，這是因為水相經過前面的c彎管后流動聚集到c—d直管段的外側，進而流動至d彎管入口的內側，導致了入口處內側較高的水相分率。綜合對比圖5中水相分布云圖和圖6中水相分率數(shù)值的變化趨勢，可以發(fā)現(xiàn)，彎管a、b、c、e的外側壁面和彎管d入口處的內側壁面區(qū)域水相分率整體會高于其他位置，在這些區(qū)域水相集中，更容易對壁面造成腐蝕。

圖6 各彎管內外側水相分率分布圖

圖5中還可以看到，在各彎管之間的直管段上同樣存在水相分率較大的區(qū)域(如c—d段)。分別提取各直管段內側、外側及管內流場中心線的水相分率，分布情況如圖7所示。由于流體經過彎管后是沿著彎管的外側進入直管段，因此圖7(a)—(d)中直管段的水相分布同樣呈現(xiàn)外側較高、由外至內逐漸減少的趨勢，水相主要集中在管道的外側區(qū)域。但是由于各彎管的連接結構特征，a—b直管段的內側壁面與b彎管的外側相連，水相分率在流動靠近b彎管的過程中逐漸增大，最終高于外側。對比所有直管的水相分率分布，b—c和c—d直管段的相分率數(shù)值范圍整體都要高于其他位置，所以這兩個區(qū)域存在更大腐蝕風險。

2.4.2 剪切應力分析

腐蝕介質的水溶液對于管道壁面的腐蝕作用，在壁面生成腐蝕產物保護膜，脆弱的保護膜在流體的流動剪切作用下破裂脫落，進而在不斷的腐蝕作用下產生新的保護膜并脫落，最終會加速壁面材料的損失破壞。提取彎管壁面的剪切應力分布云圖如圖8所示，從圖中可以看出，剪切應力較大的區(qū)域分布在各個彎管的內側壁面和各直管段的外側壁面。

(a) a—b段

(b) b—c段

(c) c—d段

(d) d—e段

圖8 換熱器出口總管道剪切應力分布

下面對各彎管內外側壁面的剪切應力分布情況進一步對比分析。各彎管內外側剪切應力變化曲線如圖9所示，從圖中可以看到，所有彎管的內側壁面，相比于外側，都會受到更大的剪切應力。但是從前面的分析可知，流場中的水相主要集中在各彎管的外側壁面區(qū)域，內側基本被氣相占據(jù)，氣相中的腐蝕介質難以對壁面形成腐蝕作用，單純的氣相流動剪切作用很難造成破壞作用。因此，在腐蝕作用較大的情況下，分析各彎管外側壁面剪切應力，可以發(fā)現(xiàn)它們具有相同的變化趨勢，進出口分布不均勻，基本在30°左右開始至出口位置逐漸增大并達到相近的剪切應力，對于彎管d(入口內側)在入口至30°之間逐漸增大達到峰值。各彎管水相分率較大的區(qū)域剪切應力從大到小依次為：d(入口內側)、c、e、a、b，其中d(入口內側)明顯高于c、e、a、b各外側壁面。

圖9 各彎管內外側剪切應力分布

圖10為各彎管間直管段上內外側壁面剪切應力變化曲線。相比于內外側壁面相分率的變化曲線，剪切應力沿著流向的變化幅度更大，各直管段基本呈現(xiàn)外側壁面剪切應力整體大于內側的趨勢，除了在b—c段的進出口位置內側剪切應力會高于外側，是由于這一段的進出口與b、c兩彎管的內側壁面相連，為高速氣相的剪切作用。故各直管段剪切應力較大區(qū)域集中在外側區(qū)域，其中a—b和c—d段整體會高于其他位置。

圖10 不同直管壁面剪切應力

2.4.3 彎管壁面測厚驗證

根據(jù)數(shù)值模擬分析得到的沖蝕失效危險區(qū)域，對實際彎管的相應位置進行了現(xiàn)場測厚工作，處理后得到壁厚減薄量情況如表7所示。從表7中可以發(fā)現(xiàn)，測厚數(shù)據(jù)與計算結果有相似的變化規(guī)律，a、b、c、e號彎管外側壁面減薄嚴重，都在90°達到了最大減薄量；d號彎管內側壁面減薄嚴重，在30°達到了最大值，與圖9中壁面剪切應力的變化趨勢相符。

表7 彎管內/外側壁厚減薄量 mm

3 結 論

采用Aspen工藝分析確定換熱器出口管道流場中存在腐蝕性介質，得到油氣水三相混合介質的物性參數(shù)和組成。通過數(shù)值模擬方法得到流場內水相分率和壁面剪切應力的分布情況。結果發(fā)現(xiàn)：

a) 流場中的腐蝕介質分布于油氣水三相之中，其中溶于水后的腐蝕性溶液會使管道壁面生成腐蝕產物保護膜；保護膜在壁面剪切應力的作用下快速的脫落、再生，從而加速了管道的腐蝕破壞。b) 在彎管結構中離心力的作用下，流場中水相主要集中在管道的外側，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著流動方向逐漸增大。

c) 在各彎管中a、b、c、e彎管外側壁面水相集中，壁面剪切應力沿流向30°至出口段逐漸增大至峰值；彎管d入口內側水相集中，壁面剪切應力沿流向由入口至30°之間逐漸增大至峰值。各直管段中c—d段外側壁面為水相分率和壁面剪切應力最大區(qū)域。以上區(qū)域是管道壁面在腐蝕和流體剪切作用下失效的高風險區(qū)域，并且通過對管道壁面失效危險區(qū)域的現(xiàn)場測厚驗證了數(shù)值模擬結果的準確性。

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(責任編輯： 康 鋒)

Numerical Simulation of Erosion Characteristics of Atmospheric Distillation Tower Overhead Heat Exchanger Outlet Pipe

OUGuofu,AI-barakaniA.Ahmed,XUJian,YEHaojie,JINHaozhe

(Institute of Flow Induced Corrosion, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China)

In a case study of erosion failure of overhead heat exchanger outlet pipe of atmospheric distillation tower in petrochemical industry, the distribution of corrosive medium in multiphase flow is calculated using the process simulation software Aspen and a detailed three-dimensional flow filed of heat exchanger outlet pipe is obtained by computational fluid dynamics (CFD) software Fluent. The results show that the corrosive medium existed in oil, gas and water, and the pipe wall will be corroded by corrosive aqueous solution. The generated corrosion products protective film fall off and regeneration rapidly with the effect of wall shear stress which accelerated the corrosion damage of pipe. The water phase is mainly concentrated on the outer edge of the pipe, and the water phase volume fraction is gradually reduced from outside to inside. The wall shear stress of elbows and straight pipes are gradually increased along the flow direction on the outside that corrosive solution gathered. The inside wall along the flow direction from entrance to 30° of the fourth elbow, the outside wall from 30° to exit section of the other four elbows, and the outside wall of straight pipe between the third and fourth elbow are failure high-risk areas with maximum water phase volume fraction and wall shear stress. And the results of simulation and wall thickness measurement are basic coincidence.

heat exchanger pipe; erosion characteristics; process analysis; numerical simulation

10.3969/j.issn.1673-3851.2017.07.009

2017-03-04 網絡出版日期： 2017-05-24

國家自然科學基金委員會-神華集團有限公司煤炭聯(lián)合基金項目(U1361107)；浙江省公益技術應用研究計劃項目(2015C31013)；浙江省自然科學基金項目(LY17E060008)

偶國富(1965-)，男，江蘇太倉人，教授，博士，主要從事流動腐蝕預測及特種設備安全保障技術方面的研究。

金浩哲，E-mail：haozhe2007@163.com

TQ055.8;TE986

A

1673- 3851 (2017) 04- 0518- 09