林 楠，黃 輝，李仕力，馬紅蓮，李 楊

(中國特種設備檢測研究院，北京 100029)

固體顆粒對油氣工業(yè)中管道、裝備附件等常造成沖蝕磨損破壞，甚至引起管道及設備的失效。根據研究，微小顆粒仍可以對管壁造成沖蝕磨損，經過長期運行，會造成管道及設備內壁累積沖蝕磨損。集輸管線在介質未經處理前，常攜帶大量較大尺寸的固體顆粒，容易造成更加嚴重的顆粒沖蝕磨損。另外，管道實際運行過程中，上游管壁腐蝕產物會從壁面脫落，這些顆粒隨介質的輸送會對管壁、裝置內壁造成一定程度的沖蝕磨損[1-2]。因此，研究集輸管線內顆粒沖蝕磨損規(guī)律，對管線壽命預測、安全運行及檢測建議具有重要指導意義。有效的沖蝕磨損預測方法及改進措施，可以降低管線運行及維護成本。

中外針對顆粒對管道的沖蝕磨損開展了實驗和仿真的相關研究。Wei等[3]對沖蝕磨損仿真分析過程的不確定度進行了研究，為該類問題的仿真計算方法選擇提供了理論指導；李介普[4]針對石化管道中三通的沖蝕磨損開展了實驗及相關的仿真研究。Alam等[5]研究了濃度對沖蝕磨損的影響；宋小琴等[6]和孫宗林等[7]分別利用數值模擬方法對輸油、輸氣管道90°彎頭的沖蝕磨損規(guī)律進行了研究。現有的研究中，針對集輸場站管線開展的相關研究仍有欠缺。實驗研究中，實驗臺運行參數往往無法與現場工況相匹配，數值模擬計算中常需要對模型進行簡化及假設，無法與現場檢測數據進行有效對比。針對以上問題，以某集氣場站沖蝕磨損管件為研究對象，開展相關數值模擬研究，并對管件結構優(yōu)化提出建議，從而降低顆粒沖蝕磨損。

1 概述

隨著資源不斷開采，天然氣采氣廠站管線運行環(huán)境越發(fā)惡劣，管道內壁沖刷腐蝕嚴重。在氣體及顆粒的沖蝕磨損作用下，管道內壁腐蝕產物脫落加快。在固體顆粒沖擊的機械切削作用下，管道內壁表面產生顆粒直接沖蝕磨損。近年來，隨著油田采氣管道采輸量增大，管道及設備失效引發(fā)的安全問題時有發(fā)生[8]，其中采氣集輸管道尤為突出。圖1為某天然氣集輸場站使用的直角彎頭內壁的沖刷腐蝕實物圖，管道規(guī)格為φ89×10 mm、材料為20G鋼、操作壓力為17.4 MPa、操作溫度為28 ℃。從圖1中可以看出，直角彎頭內壁存在明顯的沖刷腐蝕。主要針對該集氣管線運行條件下顆粒對彎頭的沖蝕磨損規(guī)律進行研究。

圖1 沖蝕直角彎頭實物圖

2 沖刷腐蝕機理分析

2.1 化學腐蝕

當氣體輸送介質中含有酸性氣體及水時，酸性氣體與水混合后會對壁面造成腐蝕，其主要反應如下。

2.1.1 CO2水溶液腐蝕機理

CO2為原油或天然氣開采中的常見組分，且原油增產技術中注CO2強化開采工藝也使CO2被帶入油氣鉆采集輸系統。因此，油氣工業(yè)中廣泛存在CO2。一般認為，干燥的CO2對管道及金屬設施沒有腐蝕。但在潮濕的環(huán)境下，腐蝕比相同pH條件下的鹽酸更嚴重。CO2會引發(fā)金屬迅速的全面腐蝕和嚴重的局部腐蝕，使管道和設備發(fā)生早期腐蝕失效。其主要腐蝕機理[9-10]如式(1)～式(7)所示：

(1)陽極反應：

(1)

(2)

(3)

(2)陰極反應：

(4)

(5)

(6)

(3)腐蝕總反應：

(7)

2.1.2 H2S水溶液腐蝕機理

在酸性環(huán)境中，當H2S分壓≥0.000 3 MPa時，腐蝕傾向為H2S腐蝕。H2S腐蝕與濃度、溫度、壓力、pH有關。通常，溫度每升高10 ℃，腐蝕速度約增加2～4倍。H2S的腐蝕機理[11-12]如下。

(1)陽極反應：

(8)

(9)

(10)

(2)陰極反應：

(11)

(12)

(13)

(3)鋼與硫化氫水溶液的腐蝕總反應為

(14)

2.1.3 彎頭腐蝕機理分析

圖2為現場直角彎頭內壁的腐蝕產物的表面形貌分析圖，從圖2可以看出，腐蝕表面產物較為松動，在高速流動介質及顆粒的沖擊下，容易從壁面脫落造成壁面減薄。根據腐蝕產物X射線衍射(X-ray diffraction，XRD)物相分析結果[8]，腐蝕產物主要為FeCO3，其腐蝕主要為CO2腐蝕。

圖2 彎頭表面腐蝕形貌

2.2 沖蝕磨損

2.2.1 沖蝕磨損機理分析

(1)塑性材料。當顆粒同靶材表面發(fā)生碰撞后，在靶材表面產生沖擊痕，并在顆粒碰撞的切削作用下，在顆粒運動方向另一側造成材料堆積[13]。這些材料堆積在隨后的顆粒沖擊作用下，從靶材表面脫落，從而造成靶材表面的材料損失(圖3)。在材料堆積形成過程中，表面會發(fā)生絕熱傳熱使得表層下材料發(fā)生硬化，有助于材料堆積的進一步形成。因此，穩(wěn)態(tài)條件下材料的沖蝕磨損速率大于初始階段的沖蝕磨損速率。

圖3 塑形材料沖蝕磨損過程

(2)脆性材料。與塑性材料的固體顆粒沖蝕磨損不同，脆性材料的沖蝕磨損過程中會造成裂紋的形成。當固體顆粒與靶材表面發(fā)生碰撞時，會形成材料表面裂紋，顆粒進一步的沖擊作用會使這些裂紋進一步擴展[14-15]。當裂紋將材料表面分成更小的碎片時，材料會隨顆粒沖擊從靶材表面脫落(圖4)。

圖4 預期的脆性材料沖蝕磨損

2.2.2 彎頭內壁沖蝕磨損敏感度分析

對彎頭的焊縫和母材材料進行化學成分分析結果如表1所示，材料除個別位置錳元素含量超標外，其余元素均符合20G 鋼規(guī)范要求[16-17]。根據母材化學成分分析，直角彎頭焊縫附近腐蝕嚴重部位的錳元素含量較高，且部分腐蝕表面存在硬化組織，為沖蝕磨損敏感區(qū)，使彎頭內壁更容易受到氣體流場及攜帶的固體顆粒沖蝕磨損影響。

表1 材料化學成分分析結果及標準規(guī)定對照

管道內壁腐蝕可通過增加緩蝕劑、降低主要腐蝕介質含量等方法，減緩管道內壁腐蝕。同時，合理的設計管線運行工藝，也可適當減小管線內壁面腐蝕速率。通過上述腐蝕及沖蝕磨損機理分析，該集輸管線中存在沖蝕磨損敏感區(qū)，通過基于流體動力學的流場分析方法，可有效預測典型管件內沖蝕磨損相對嚴重的位置，同時提出有效降低沖蝕磨損的方法策略，提高管線安全運行年限。

3 彎頭內流場分析

針對集氣場站直角彎頭內沖蝕磨損，本文采用流體動力學計算方法，對彎頭內氣體流場及顆粒運動規(guī)律進行研究，并同現場檢測結果進行對比。

3.1 理論模型

3.1.1 湍流模型

k-ε模型的輸運方程為[18-19]

Gb-ρε-YM+Sk

(15)

(16)

式(16)中:

(17)

(18)

式(18)中:

(19)

(20)

式(20)中:

(21)

(22)

式中:ρ為介質密度；γ湍流耗散率；ui、uj為速度分項；xi、xj為長度分項；t為時間尺度；μ為介質黏度項；Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；Gb為由于浮力引起的湍動能k的產生項；T為溫度；g為重力加速度；Prt為湍動普朗特數；β為熱膨脹系數；YM表示可壓湍流中脈動膨脹對總耗散率的影響；Mt為湍動Mach數；a為聲速；C1ε、C2ε、C3ε為經驗系數，一般分別取1.44、1.92、0.09；σk、σε分別為湍動能k和湍動能耗散率ε對應的普朗特數，一般分別取1.0、1.3；Sk和Sε為用戶定義的源項。

3.1.2 Lagrange離散相模型

在氣固兩相流計算中，將流體作為連續(xù)相，將固體顆粒作為離散相，在拉格朗日坐標系下對固體顆粒的運動狀態(tài)進行描述[20-21]。根據上述拉格朗日離散計算方法，對離散相固體顆粒進行計算，離散相固體顆粒的運動遵循牛頓第二運動定律[22]。

(23)

式(23)中:up、u分別為離散的顆粒相和連續(xù)的流體相速度；CD為曳力系數；Rep為相對雷諾數；ρp、ρ分別為顆粒相和流體相的密度；dp為顆粒直徑；g為重力加速度。

3.1.3 沖蝕磨損模型

固體顆粒對管道壁面的沖蝕磨損速率[23]如式(24)所示：

(24)

式(24)中：Rerosion為材料磨蝕速率；mp為顆粒質量流率(單位時間內流過管道某一截面的物質質量)；c(dp)為顆粒直徑dp的函數；f(α)為沖擊角α的函數；vb(u)為速度項。Lee等[24]針對球形顆粒給出了該模型的參數設定，其中b(u)=2.4。

沖擊角函數為[23]

f(α)=7.153α-16.081α2+11.703α3-2.525α4

(25)

3.2 模型建立

針對上述某集氣場站沖蝕磨損的直角彎頭，利用流體動力學仿真分析方法，對彎頭內固體顆粒沖蝕磨損行為進行仿真模擬。網格采用網格進行劃分，并對邊界層進行細化，保證邊界層尺寸小于顆粒半徑，壁面計算過程中顆粒碰撞結果丟失。模型的幾何尺寸按照場站管線實際尺寸進行設置，并延長管道前后直管段尺寸。由于現場未對顆粒尺寸及含量進行篩查，為研究顆粒運動規(guī)律及最大沖蝕磨損位置，參考顆粒沖蝕磨損研究試驗，擬定顆粒直徑為150 μm，流量0.5 g/s。直角彎頭局部網格圖5所示，按照實際工況進行參數設置并進行計算。

圖5 直角彎頭部分幾何模型及網格

4 計算結果分析

4.1 直角彎頭沖蝕磨損仿真分析

直角彎頭內壁沖蝕磨損計算結果如圖6所示，迎流側120°錐形壁面與直管連接部位沖蝕磨損較為明顯。受重力作用，圖6中彎頭下壁面連接處沖蝕磨損相對嚴重，仿真分析結果與圖1中現場檢測彎頭內壁沖蝕磨損情況相符。顆粒在管道內運動軌跡如圖7所示，顆粒同迎流側錐形壁面碰撞后，繼續(xù)向出口方向運動，對迎流側直管壁面產生碰撞。

圖6 直角彎頭內壁沖蝕磨損仿真結果

圖7 直角彎頭內顆粒軌跡

彎頭內壓力如圖8所示。彎頭折彎處存在氣流低壓區(qū)，迎流側錐形壁面附近受氣流運動影響，壓力較高。壁面附近湍動能如圖9所示，錐形壁面下側(重力方向)及壁面連接處附近湍動能相對較大，速度變化明顯，易發(fā)生顆粒沖蝕磨損，與實際相符。

圖8 直角彎頭內壓力分布

圖9 直角彎頭內壁附近湍動能分布

4.2 圓弧彎頭沖蝕磨損仿真分析

集氣場站內管道彎頭采用圓弧形常規(guī)彎頭，為增大易發(fā)生沖刷腐蝕位置的管件局部壁厚，部分彎頭采用了上述直角彎頭的結構設計。為了對比常規(guī)圓弧形彎頭與該種直角彎頭的耐沖蝕磨損性能，針對同種工況條件、管道尺寸進行顆粒沖蝕磨損計算分析。常規(guī)圓弧形彎頭的沖蝕磨損計算結果如圖10所示，最大沖蝕磨損集中在彎頭迎流側壁面。彎頭內顆粒運動軌跡如圖11所示，顆粒同彎頭壁面碰撞后順流向出口方向運動，從而造成如圖10所示的壁面沖蝕磨損。

圖10 圓弧形彎頭沖蝕磨損仿真分析結果

圖11 圓弧形彎頭內顆粒軌跡

圓弧形彎頭和直角彎頭仿真計算的邊界條件均按照集氣場站的工況條件及管線參數設置，顆粒直徑、流量參均照實驗條件進行假設。通過流體動力學分析，常規(guī)圓弧形彎頭的最大沖蝕磨損速率約為8.71×10-7kg/(m2·s)，現場改進的直角彎頭的最大沖蝕磨損速率約為1.86×10-7kg/(m2·s)。與常規(guī)圓形彎頭相比，該種結構的直角彎頭可以通過流場改變，有效降低彎頭的內壁沖蝕磨損速率。

4.3 直角彎頭迎流面錐度對沖蝕磨損的影響分析

為進一步研究彎頭結構對沖蝕磨損速率的影響情況，對直角彎頭的迎流側錐形壁面的錐形角度進行分析。分別對100°、120°及140°迎流側錐形壁面進行分析，三種角度的直角彎頭幾何模型分別如圖12所示。

圖12 不同錐角的直角彎頭幾何建模

不同錐角的直角彎頭內壁的沖蝕磨損計算結果如圖13所示，顆粒在管道內壁的運動軌跡如圖14所示。從圖12可以看出，當直角彎頭的迎流側錐形壁面角度較小，為100°；最大沖蝕磨損位置發(fā)生在錐面與直管段連接位置底部(重力方向)一側。隨著錐角增大，最大沖蝕磨損位置發(fā)生在迎流側錐面中心附近(140°)。從顆粒運動軌跡可以看出，隨著錐角增大，顆粒與錐形壁面碰撞后發(fā)生的二次碰撞更多的集中在迎流側錐形壁面中心，從而造成更嚴重的沖蝕磨損。

圖13 不同錐角的直角彎頭內壁沖蝕磨損仿真分析結果

圖14 不同錐角的直角彎頭內顆粒運動軌跡

不同錐角的直角彎頭的最大沖蝕磨損速率分別為1.04×10-6、1.86×10-7、1.05×10-6kg/(m2·s)。當錐角較小時，最大沖蝕磨損位置發(fā)生在迎流側錐面與直管連接位置附近底部(重力方向)附近，此時顆粒與錐形壁面碰撞的角度隨錐角增大而增大(且小于30°)。由于顆粒沖蝕角度隨角度的增大而減小(當沖擊角度小于30°時，如圖15所示)[25-26]，因此錐角為100°時此處沖蝕磨損較為嚴重。當錐角較大時，最大沖蝕磨損位置發(fā)生在迎流側錐形壁面中心，與顆粒同錐面碰撞后的二次碰撞有關，如圖14(c)所示。

圖15 顆粒沖擊角度與沖蝕磨損速率間關系

5 結論

(1)天然氣集輸管線中，受到腐蝕和沖蝕磨損共同作用，部分材料表面易產生沖蝕磨損敏感區(qū)，應對管道內壁沖蝕磨損開展相關研究，降低管壁沖蝕磨損速率，保障管線運行安全。

(2)利用流體動力學計算方法可以有分析典型管件彎頭內沖蝕磨損規(guī)律，通過顆粒運動軌跡、沖蝕磨損速率計算及最大沖蝕磨損位置預測為現場彎頭檢測的重點位置提供指導。

(3)受彎頭內部流場影響，相同條件下直角彎頭內壁的最大沖蝕磨損速率低于常規(guī)圓弧形彎頭。

(4)改變直角彎頭迎流側錐形壁面的錐度，受顆粒沖擊角度對沖蝕磨損速率及顆粒運動軌跡的影響，直角彎頭的最大沖蝕磨損位置及最大沖蝕磨損速率不同，需進一步深入研究，為直角彎頭結構改進提供理論依據。