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加氫裂化空冷器管束多相流沖刷腐蝕數(shù)值模擬

2019-05-30 15:52:18 作者：姜愛國, 張建文, 辛亞男, 叢曉明, 董軾來源：北京化工大學(xué)化工學(xué)院，青海省地礦測繪院，山西蘭花煤層氣有限公司分享至：

空氣冷卻器（空冷器）是渣油加氫過程中的重要設(shè)備，會(huì)承受流體劣質(zhì)化、工況苛刻化、長周期甚至超負(fù)荷運(yùn)行的考驗(yàn)。空冷器及相關(guān)管道的腐蝕損傷顯著地影響加氫過程的安全穩(wěn)定運(yùn)行。空冷器管束的失效形式較多，其中管子是最常見的失效部件，通常與流體的流動(dòng)狀態(tài)、流體的腐蝕性有關(guān)，特別是在空冷器管束的進(jìn)口端腐蝕最嚴(yán)重，主要的腐蝕形式為沖刷腐蝕。

沖刷腐蝕是金屬表面與腐蝕性流體之間由于高速相對(duì)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的金屬損壞現(xiàn)象，是沖刷磨損和電化學(xué)腐蝕交互作用的結(jié)果[2]。沖刷腐蝕過程影響因素眾多，主要有固體顆粒的含量、直徑、沖擊速度、沖擊角度、與基材的相對(duì)硬度、沖擊頻度以及流體介質(zhì)的性質(zhì)、流速[8,9,10]、流態(tài)等。按沖刷腐蝕所涉及的介質(zhì)種類的不同，可以把沖刷腐蝕分為3類：單相流、兩相流、多相流沖刷腐蝕[3,11,12,13]。單相流沖刷腐蝕是由高速流動(dòng)的單相腐蝕流體造成的，涉及的工業(yè)設(shè)備主要是輸送高純度的腐蝕性液體的過流部件；兩相流沖刷腐蝕是最常遇到的，工業(yè)背景十分普遍，它還可以進(jìn)一步細(xì)分為氣/液、氣/固、液/固等幾種類型；多相流沖刷腐蝕是由氣/液/固等組成的多相流引起的，其過程較復(fù)雜，工業(yè)背景較普遍。

偶國富等[14,采用數(shù)值模擬研究了空冷器內(nèi)氣/液兩相流動(dòng)及換熱情況，表明第一排管束發(fā)生沖刷腐蝕的可能性最大，上排沖刷腐蝕的位置主要集中在正對(duì)法蘭出口及管箱兩側(cè)的管束，下排沖刷腐蝕的位置主要集中在正對(duì)法蘭出口的管束。Sun等[16]利用數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了空冷器處理含銨鹽物系的沖刷腐蝕現(xiàn)象，表明空冷器第一排管束發(fā)生了嚴(yán)重的沖刷腐蝕，且腐蝕位置主要在距離管束進(jìn)口5.8 m處，該處水相比率最高且NH4HS的濃度最高。Valeh-E-Sheyda等[17]采用化學(xué)分析法、失重法、電化學(xué)法和渦流法測定腐蝕產(chǎn)物和腐蝕速率，并數(shù)值模擬了空冷器內(nèi)部管束沖刷腐蝕狀況，表明沖刷腐蝕是由于快速旋轉(zhuǎn)流動(dòng)而引起管束進(jìn)口處湍動(dòng)能變大而導(dǎo)致的。上述研究僅對(duì)空冷器內(nèi)沖刷腐蝕的位置進(jìn)行了模擬，但并未對(duì)空冷器內(nèi)部沖刷腐蝕的數(shù)量以及沖刷-腐蝕的交互作用進(jìn)行分析，故而難以全面理解空冷器內(nèi)部管束沖刷腐蝕的現(xiàn)象。

本文以某石化廠渣油加氫裝置分餾塔頂空冷器為研究對(duì)象，基于現(xiàn)場生產(chǎn)過程實(shí)際腐蝕狀況，采用數(shù)值模擬對(duì)空冷器內(nèi)部氣/液兩相流動(dòng)與傳熱進(jìn)行模擬，通過空冷器管束內(nèi)部流動(dòng)狀況確定沖刷腐蝕位置及其腐蝕程度，并與實(shí)際腐蝕情形作對(duì)比。進(jìn)而考察空冷器結(jié)構(gòu)變化對(duì)空冷器管束內(nèi)流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)分布規(guī)律的影響，目的在于優(yōu)化空冷器結(jié)構(gòu)，提高空冷器長期運(yùn)行的可靠性。

1 沖刷腐蝕模型

沖刷腐蝕模型可分為電化學(xué)腐蝕模型和機(jī)械沖刷模型，由機(jī)械磨損和電化學(xué)腐蝕的交互作用引起的金屬材料的腐蝕速率大于兩者單獨(dú)作用時(shí)的腐蝕速率之和。文獻(xiàn)研究表明，沖刷腐蝕速率KEC可表示為：

其中，KEC為總的沖刷-腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KC是在沖刷情況下的腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KCO是純腐蝕速率，kg·m-2·s-1；KE是在腐蝕情況下的沖刷速率，kg·m-2·s-1；KEO是純沖刷速率，kg·m-2·s-1；ΔKC?KC是沖刷協(xié)同效應(yīng)影響的腐蝕速率，kg·m-2·s-1；ΔKE?KE是腐蝕協(xié)同效應(yīng)影響的沖刷速率，kg·m-2·s-1。

針對(duì)沖刷腐蝕過程，可區(qū)分為如下4個(gè)腐蝕過程[19]，即：KCKE<0.1KCKE<0.1時(shí)，沖刷占主導(dǎo)；0.1≤KCKE<10.1≤KCKE<1時(shí)，沖刷-腐蝕占主導(dǎo)；1≤KCKE<101≤KCKE<10時(shí)，腐蝕-沖刷占主導(dǎo)；KCKE≥10KCKE≥10時(shí)，腐蝕占主導(dǎo)。

1.1 電化學(xué)腐蝕模型

首先，H2S溶解在水中，電離出H+，HS-和S2-，然后溶解有H2S的液滴撞擊金屬壁面，在金屬壁面表面形成一層水膜，金屬壁面為陽極，陽極金屬表面失去電子生成的Fe2+與水膜中的HS-和S2-結(jié)合生成FeS和FeS2，F(xiàn)eS和FeS2在金屬壁面形成一層腐蝕產(chǎn)物膜，該腐蝕產(chǎn)物膜可保護(hù)金屬進(jìn)一步被氧化腐蝕。

H2S的電化學(xué)腐蝕速率可表示為：

其中，fd=2/3；fe=1.3；ZH2SZH2S和ZW分別為H2S和金屬壁面轉(zhuǎn)移的電子數(shù)；DH2SDH2S為H2S的擴(kuò)散系數(shù)，m2·s-1；Cb,H2SCb,H2S為H2S的質(zhì)量濃度，kg·m-3；Ug為氣相速度，m·s-1；νgνg為氣相運(yùn)動(dòng)粘度，m2·s-1；MH2SMH2S為H2S的摩爾質(zhì)量；MW為碳鋼的摩爾質(zhì)量；dW為管徑，m。

1.2 機(jī)械沖刷模型

液滴沖刷過程如圖1所示。當(dāng)球形粒子沖擊材料基體時(shí)，粒子中心將沿一條曲線運(yùn)動(dòng)，這條曲線可以分為3個(gè)部分：（1） oa段代表基體的彈性變形，如果形變只在這段范圍內(nèi)發(fā)生，那么在沖擊之后基體將會(huì)重新恢復(fù)到原來的形狀；（2） ab段代表基體的塑性變形，在b點(diǎn)處粒子的垂直速度分量將達(dá)到零；（3） bc段代表沖擊粒子的反彈過程，這是由于彈性斥力和粒子的水平速度分量造成的，在這一過程中基體將進(jìn)一步產(chǎn)生形變，同時(shí)粒子動(dòng)能將進(jìn)一步減小。在液滴與金屬壁面撞擊的過程中考慮了液滴變形，液滴與氣相間的曳力。

液滴與管壁碰撞所導(dǎo)致的沖刷速率可表示為：

其中，ER為沖刷速率，mm·a-1；C=3.15×1010，轉(zhuǎn)換因子，由m·s-1到mm·a-1；un為液滴的速度，m/s；mdrop為撞到壁面的顆粒質(zhì)量流率，kg·s-1；A為顆粒撞擊壁面的面積，m2；ρw為壁面金屬材料的密度，kg·m-3；K為與鋼的結(jié)構(gòu)有關(guān)的常數(shù)，碳鋼取2×10-9。根據(jù)文獻(xiàn)，n=5；F（α）為與碰撞角度有關(guān)的函數(shù)，對(duì)韌性金屬和脆性金屬，F(xiàn)（α）如圖2所示。

2 空冷器工藝條件

空冷器結(jié)構(gòu)上設(shè)有6排管束，雙管程布置，每個(gè)管程有3排管束，每排管束38根管，呈三角形排列。空冷器管束規(guī)格為Φ25 mm×2.5 mm×9000 mm，空冷器每排管束之間的距離為60 mm，相鄰管束間的距離為58 mm。

空冷器內(nèi)部流體為石腦油和水的混合物，其中水占18.3% （質(zhì)量分?jǐn)?shù)），石腦油占81.7%。石腦油組成為：C3 0.08% （質(zhì)量分?jǐn)?shù)），C4 0.37%，C5 1.52%，C6 8.35%，C7 18.36%，C8 30.95%，C9 29.55%，C10 10.04%，C11 0.78%，N6 mg·kg-1，S 0.0289%。可以看出，N含量較少，可忽略不計(jì)；S含量為0.0289%，且主要以H2S形式存在，會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的電化學(xué)腐蝕。流體流動(dòng)狀態(tài)為氣/液兩相流，氣/液兩相的工藝參數(shù)如表1所示。

空冷器實(shí)際腐蝕情況如圖3所示，運(yùn)行8個(gè)月左右空冷器管束因腐蝕穿孔損壞停止運(yùn)行。圖中紅色標(biāo)記代表腐蝕穿孔的管束。可以看出，第一排管束腐蝕最為嚴(yán)重且集中在空冷器進(jìn)口的兩側(cè)，第二排管束有三根管因腐蝕穿孔發(fā)生泄漏，而其它管束未出現(xiàn)。

3 CFD模型

由于空冷器腐蝕位置主要集中在前三排管束，為此本文研究亦集中在前三排管束，采用混合網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

本文采用Mixture模型和k-ε模型描述多相湍流流動(dòng)過程，連續(xù)相為氣相，離散相為水相。進(jìn)口邊界條件為質(zhì)量流速進(jìn)口，出口邊界條件為壓力出口；空冷器進(jìn)口溫度為126.6 ℃，第一管程出口溫度為104 ℃，其中涉及到流體的相變過程。因此，將氣相的凝結(jié)過程通過用戶自定義函數(shù) （UDF）編譯到Fluent中。壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。首先進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為321萬與網(wǎng)格數(shù)為431萬時(shí)的液滴速度分布是一致的，所以選定的網(wǎng)格數(shù)為321萬，如圖4所示。

4 結(jié)果與討論

4.1 管束流速分析

圖5是各排管束中流體法向速度分布圖。當(dāng)流體為氣/液兩相流時(shí)，作用在沖刷面上的力可分為法向力和切向力，法向力產(chǎn)生撞擊作用，切向力產(chǎn)生切削作用。法向速度和切向速度分布可反映法向力和切向力分布。可以看出，各排管束中流體的法向速度分布均勻，且數(shù)值較小，對(duì)管束產(chǎn)生的法向撞擊作用較小。

圖6是各排管束中流體的切向速度分布圖。可知，各排管束中切向速度分布極不均衡，變化較大，所以流體對(duì)壁面產(chǎn)生的切削作用較大。

4.2 管束流動(dòng)偏流情形分析

在此，引入偏流比，定義為每排管束某根管子中流體流速與該排管束中流體平均流速之比。每根管子偏流比可反映管束流體分布狀況。

當(dāng)偏流比接近于1時(shí)，管束流體分布最為均衡。由圖7可知，各排管束流體分布極不均衡，偏流比在0.6~1.85之間變動(dòng)。偏流比變化越大，湍動(dòng)能在管束內(nèi)分布就越不均衡。

4.3 湍動(dòng)能分析

由圖8a可知，在管束進(jìn)口位置處，流體的湍動(dòng)能變化較大，特別是5，6，7，12，13，14，17，18，19，20，21，25，26，27，33，34，35根管進(jìn)口處湍動(dòng)能變化最大。所以，這些管束最先被流體沖刷使其失效。由圖8b可知，在管束進(jìn)口位置處，流體的湍動(dòng)能變化較大，在3，4，5，13，14，15，16，23，24，25，26，33，34，35，36根管束的進(jìn)口位置湍動(dòng)能變化最大，所以在這些管束的進(jìn)口位置是沖刷最嚴(yán)重的。從圖8c可以看出，第三排管束湍動(dòng)能較小且變化不大，基本不被流體沖刷而破壞。

4.4 沖刷腐蝕分析

圖9和10分別是第一排管束第5根管的XY平面沖刷速率分布和電化學(xué)腐蝕速率分布。從圖9可以看出，左壁面（XY平面左側(cè)）沖刷速率要遠(yuǎn)大于右壁面（XY平面右側(cè)）沖刷速率，最大值為4.76 mm·a-1。從圖10可以看出，左壁面的電化學(xué)腐蝕速率大于右壁面的，最大值僅為6.5×10-4 mm·a-1。與沖刷速率相比，電化學(xué)腐蝕速率可以忽略。與空冷器實(shí)際腐蝕速率相比，模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果基本一致。

5 空冷器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

空冷器沖刷腐蝕的主要原因是氣/液流動(dòng)不均勻，進(jìn)而導(dǎo)致空冷器管束湍動(dòng)能分布不均勻。為此，本文提出為了使空冷器氣/液分布均勻，使空冷器進(jìn)口管增加到4個(gè)，改進(jìn)的空冷器結(jié)構(gòu)見圖11。

5.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后管束中流速分析

圖12是優(yōu)化后各排管束中流體的法向速度分布圖。可以看出，各排管束中法向速度分布均勻，且管束內(nèi)法向速度較小，對(duì)管束產(chǎn)生的法向撞擊作用較小。

圖13是空冷器結(jié)構(gòu)優(yōu)化后各排管束中流體的切向速度分布圖。可以看出，各排管束中切向速度分布極不均衡，變化較大，且第一排管束切向速度比優(yōu)化之前的小約10 m·s-1，第二排管束切向速度比優(yōu)化之前的小約11 m·s-1，第三排管束切向速度比優(yōu)化之前的小約17 m·s-1，所以結(jié)構(gòu)優(yōu)化之后的空冷器能大大降低沖刷對(duì)管束的損傷。

5.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后管束中流體流動(dòng)偏流情形分析

圖14為空冷器結(jié)構(gòu)優(yōu)化后各排管束中偏流比分布圖。可知，各排管束中流體分布比較均衡，且偏流比在0.7~1.3變化，變化幅度較小，所以湍動(dòng)能在管束內(nèi)分布均衡性大為提高。

5.3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后湍動(dòng)能分析

圖15為空冷器結(jié)構(gòu)優(yōu)化后各排管束中湍動(dòng)能分布圖。可知，湍動(dòng)能分布基本比較均勻，在管束進(jìn)口位置處，流體的湍動(dòng)能變化比較大，但是相對(duì)進(jìn)口為2個(gè)的時(shí)候，湍動(dòng)能比較小，在管束進(jìn)口位置之后，流體的湍動(dòng)能基本不變化，特別是5，6，9，10，11，18，19，29，30，33，34根管進(jìn)口處湍動(dòng)能變化最明顯，所以，這些管束無疑是沖刷最嚴(yán)重的，最先被流體沖刷使其失效。由圖15b可知，空冷器管箱內(nèi)的湍動(dòng)能和空冷器管束進(jìn)口端湍動(dòng)能變化較大，在第1，2，3，4，5，12，13，25，26，35，36，37根管束的進(jìn)口位置湍動(dòng)能變化很大，其它管束的湍動(dòng)能基本不變化，所以在這些管束的進(jìn)口位置是沖刷最嚴(yán)重的，即這些管束最先被流體沖刷破壞而失效。由圖15c可知，第三排管束湍動(dòng)能較小且變化不大，基本不被流體沖刷而破壞。

5.4 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后沖刷腐蝕分析

圖16和17分別是第一排管束第5根管的沖刷速率分布和電化學(xué)腐蝕速率分布。從圖16可以看出，左壁面的沖刷速率要遠(yuǎn)大于右壁面的，最大值為0.18 mm·a-1。從圖17可以看出，左壁面的電化學(xué)腐蝕速率大于右壁面的，最大值僅為3×10-4 mm·a-1。與沖刷速率相比，電化學(xué)腐蝕速率可以忽略。

改進(jìn)后的空冷器與之前相比，沖刷速率和電化學(xué)腐蝕速率都大大降低，大幅度提高了空冷器的壽命，增加空冷器運(yùn)行穩(wěn)定性。

6 結(jié)論

（1）針對(duì)一種空冷器的散熱管束，建立了反映不同結(jié)構(gòu)特征的沖刷腐蝕流體分析模型，考慮了柔性液滴相與管壁的碰撞行為。

（2）空冷器管束中氣/液雙相流體的切向力是產(chǎn)生沖刷作用的主要因素，法向力是產(chǎn)生沖刷作用的次要因素。

（3）與腐蝕速率相比，沖刷居于主導(dǎo)作用。左壁面（XY平面左側(cè)）沖刷速率要遠(yuǎn)大于右壁面（XY平面右側(cè)）沖刷速率，最大值為4.76 mm/a。左壁面的電化學(xué)腐蝕速率大于右壁面的，最大值僅為6.5×10-4 mm/a。與沖刷速率相比，電化學(xué)腐蝕速率可以忽略。

（4）將空冷器的進(jìn)口管由2根增加到4根，改進(jìn)后的空冷器管束內(nèi)部流體的流動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定。與改進(jìn)前相比，改進(jìn)后空冷器內(nèi)部流體流動(dòng)更加均勻，消除了偏流，沖刷腐蝕位置基本未變，但沖刷腐蝕速率大大降低，最大沖刷速率降低為0.18 mm/a，電化學(xué)腐蝕速率降為3×10-4 mm/a，改進(jìn)效果明顯。

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