高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)流場數(shù)值模擬

孟嵐

大慶油田工程有限公司

高壓釜實(shí)驗(yàn)方法源自美國腐蝕工程師協(xié)會標(biāo)準(zhǔn)NACE TM 0185，其原理是在一個密閉的環(huán)境中借助人為創(chuàng)造的高溫高壓、復(fù)雜的氣體環(huán)境，以及接近實(shí)際成分的溶液來模擬現(xiàn)實(shí)的使用環(huán)境。為了實(shí)現(xiàn)加速的效果及安全保障的需要，這種實(shí)驗(yàn)條件往往比現(xiàn)實(shí)生產(chǎn)工況更為惡劣。國內(nèi)高壓沖刷腐蝕室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)通常采用高壓動態(tài)反應(yīng)釜來完成[1]，目前在用的反應(yīng)釜都是針對油田集輸管線生產(chǎn)工況來設(shè)計(jì)的，反應(yīng)釜的線速度只能達(dá)到3 m/s。如果要開展凝析氣田集輸管線內(nèi)壁沖刷腐蝕模擬實(shí)驗(yàn)，在用設(shè)備無法模擬線速度8 m/s甚至以上的要求[2]。近些年，隨著天然氣開采力度的大幅增加，氣田集輸管線沖蝕嚴(yán)重，相關(guān)研究工作迫在眉睫。因此，需要設(shè)計(jì)制造新型反應(yīng)釜以滿足實(shí)驗(yàn)需要。通過比較分析，“增大夾具直徑”是最可行的設(shè)計(jì)思路，同時為了保證反應(yīng)釜運(yùn)行可靠，對其密封結(jié)構(gòu)和冷卻系統(tǒng)也進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)。在設(shè)計(jì)過程中，由于夾具直徑增大，試件直徑也隨之增大，為了保證實(shí)驗(yàn)效果，試件的長度必須隨之加長。長度具體尺寸的確定無據(jù)可依，因此，需開展高壓高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)流場數(shù)值模擬計(jì)算，通過對計(jì)算結(jié)果分析確定試件長度為126 mm。新的反應(yīng)釜已制造完成，并開展了高壓高速涂層抗沖刷腐蝕性能等實(shí)驗(yàn)，設(shè)備運(yùn)行平穩(wěn)，實(shí)驗(yàn)效果良好。

1 實(shí)驗(yàn)腔幾何尺寸和實(shí)驗(yàn)參數(shù)

高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理見圖1。由氮?dú)馄勘Ｕ蠅毫Γㄈ绻枰獙?shí)驗(yàn)含CO2酸性介質(zhì)可以通入部分CO2），電動機(jī)帶動試件旋轉(zhuǎn)，高壓釜蓋上配有溫度熱電偶和壓力表可監(jiān)測內(nèi)部溫度和壓力參數(shù)，外壁有電熱帶可提供并維持實(shí)驗(yàn)溫度。通過對以往試件比例放大，試件長度初定為86 mm和126 mm。經(jīng)分析，高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔計(jì)算區(qū)域定為試件與釜內(nèi)壁之間區(qū)域，見圖2。計(jì)算區(qū)域外壁（釜內(nèi)壁）、靜止固體壁面邊界；計(jì)算區(qū)域內(nèi)壁（試件外壁）、旋轉(zhuǎn)固體壁面邊界，轉(zhuǎn)速為800 r/min。經(jīng)換算，800 r/min=83.53 rad/s。高壓釜設(shè)計(jì)壓力為16 MPa，最高工作壓力為14 MPa，數(shù)值模擬計(jì)算工況壓力定為15 MPa；介質(zhì)為水、油兩種。

圖1 高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the high-speed erosion corrosion test system of autoclave

2 實(shí)驗(yàn)腔數(shù)值分析

利用通用流體模擬計(jì)算軟件FLUENT分別對兩種尺寸的高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔進(jìn)行內(nèi)流場模擬計(jì)算[3]，為了保障試件對不同比例的油水混合物介質(zhì)的適用性[4]，對每種實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)純水介質(zhì)和純油介質(zhì)又分別開展計(jì)算。

圖2 高壓釜高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔計(jì)算區(qū)域Fig.2 Calculation area of the high-speed erosion corrosion test chamber of autoclave

2.1 86 mm試件水介質(zhì)模擬計(jì)算結(jié)果

由圖3可知：對于試件外壁附近介質(zhì)來說，試件側(cè)面中部（至少一半以上區(qū)域）介質(zhì)速度變化很小，較穩(wěn)定；并取流場內(nèi)某點(diǎn)速度，便于與純油介質(zhì)計(jì)算結(jié)果對比分析，坐標(biāo)為68、0、47 mm處，速度為 0.845、0.940、0 m/s。

圖3 試件段86 mm、介質(zhì)為水時的速度場模擬計(jì)算結(jié)果Fig.3 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 86 mm and water medium

圖4 至圖6是表征湍流的各項(xiàng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果[4]。其中，圖4是試件外壁位置介質(zhì)湍流強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，圖5是試件外壁位置介質(zhì)湍動能計(jì)算結(jié)果，圖6是試件外壁位置介質(zhì)湍流耗散率計(jì)算結(jié)果。可以看出：對于試件外壁位置介質(zhì)來說，湍流主要集中于試件上下端面；由湍流強(qiáng)度分布云圖4可見，側(cè)面一半以上區(qū)域介質(zhì)的湍流強(qiáng)度和動能幾乎沒有變化、很穩(wěn)定。

圖4 試件段86 mm、介質(zhì)為水時的湍流強(qiáng)度分布云圖Fig.4 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 86 mm and water medium

圖5 試件段86 mm、介質(zhì)為水時的湍動能分布云圖Fig.5 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 86mm and water medium

2.2 86 mm試件油介質(zhì)模擬計(jì)算結(jié)果

由圖7可知：對于試件外壁附近介質(zhì)來說，試件側(cè)面中部（至少一半以上區(qū)域）介質(zhì)速度變化很小，較穩(wěn)定；并取流場內(nèi)某點(diǎn)速度，便于與水介質(zhì)計(jì)算結(jié)果對比分析，坐標(biāo)為68、0、47 mm處，速度為0.954、1.061、0 m/s。對比圖7和圖3兩種介質(zhì)速度場計(jì)算結(jié)果可見，由于油的黏度大、近壁面邊界層厚，其速度與壁面速度更接近，速度值高于介質(zhì)為水工況時的模擬結(jié)果。

圖6 試件段86 mm、介質(zhì)為水時的湍流耗散率分布云圖Fig.6 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 86 mm and water medium

圖7 試件段86 mm、介質(zhì)為油時的速度場模擬計(jì)算結(jié)果Fig.7 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 86 mm and oil medium

圖8 至圖10是表征湍流的各項(xiàng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果。其中，圖8是試件外壁位置介質(zhì)湍流強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，圖9是試件外壁位置介質(zhì)湍動能計(jì)算結(jié)果，圖10是試件外壁位置介質(zhì)湍流耗散率計(jì)算結(jié)果。可以看出：對于試件外壁位置介質(zhì)來說，湍流主要集中于試件上下端面；側(cè)面一半以上區(qū)域介質(zhì)的湍流強(qiáng)度和動能幾乎沒有變化、很穩(wěn)定。

圖8 試件段86 mm、介質(zhì)為油時的湍流強(qiáng)度分布云圖Fig.8 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

圖9 試件段86 mm、介質(zhì)為油時的湍動能分布云圖Fig.9 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

圖10 試件段86 mm、介質(zhì)為油時的湍流耗散率分布云圖Fig.10 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 86 mm and oil medium

2.3 126 mm試件水介質(zhì)模擬計(jì)算結(jié)果

由圖11可知：對于試件外壁附近介質(zhì)來說，試件側(cè)面中部（至少三分之二區(qū)域）介質(zhì)速度變化很小，較穩(wěn)定；并取流場內(nèi)某點(diǎn)速度，便于與油介質(zhì)計(jì)算結(jié)果對比分析，坐標(biāo)為68、0、26 mm處，速度為0.554、0.646、0 m/s。

圖11 試件段126 mm、介質(zhì)為水時的速度場模擬計(jì)算結(jié)果Fig.11 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 126 mm and water medium

圖12 至圖14是表征湍流的各項(xiàng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果。其中，圖12是試件外壁位置介質(zhì)湍流強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，圖13是試件外壁位置介質(zhì)湍動能計(jì)算結(jié)果，圖14是試件外壁位置介質(zhì)湍流耗散率計(jì)算結(jié)果。可以看出：對于試件外壁位置介質(zhì)來說，湍流主要集中于試件上下端面；側(cè)面一半以上區(qū)域介質(zhì)的湍流強(qiáng)度和動能幾乎沒有變化、很穩(wěn)定。

圖12 試件段126 mm、介質(zhì)為水時的湍流強(qiáng)度分布云圖Fig.12 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

圖13 試件段126 mm、介質(zhì)為水時的湍動能分布云圖Fig.13 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

圖14 試件段126 mm、介質(zhì)為水時的湍流耗散率分布云圖Fig.14 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 126 mm and water medium

2.4 126 mm試件油介質(zhì)模擬計(jì)算結(jié)果

圖15 試件段126 mm、介質(zhì)為油時的速度場模擬計(jì)算結(jié)果Fig.15 Simulation calculation results of the velocity field of the sample section with 126 mm and oil medium

由圖15可知：對于試件外壁附近介質(zhì)來說，試件側(cè)面中部（至少三分之二區(qū)域）介質(zhì)速度變化很小，較穩(wěn)定；并取流場內(nèi)某點(diǎn)速度，便于與水介質(zhì)計(jì)算結(jié)果對比分析，坐標(biāo)為68、0、26 mm處，速度為0.832、0.936 0 m/s。對比圖15和圖11兩種介質(zhì)速度場計(jì)算結(jié)果可見，由于油的黏度大、近壁面邊界層厚，其速度與壁面速度更接近，速度值高于介質(zhì)為水工況時的模擬結(jié)果。

圖16至圖18是表征湍流的各項(xiàng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果。其中，圖16是試件外壁位置介質(zhì)湍流強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，圖17是試件外壁位置介質(zhì)湍動能計(jì)算結(jié)果，圖18是試件外壁位置介質(zhì)湍流耗散率計(jì)算結(jié)果。可以看出：對于試件外壁位置介質(zhì)來說，湍流主要集中于試件上下端面；側(cè)面一半以上區(qū)域介質(zhì)的湍流強(qiáng)度和動能幾乎沒有變化、很穩(wěn)定。

圖16 試件段126 mm、介質(zhì)為油時的湍流強(qiáng)度分布云圖Fig.16 Turbulence intensity distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

圖17 試件段126 mm、介質(zhì)為油時的湍動能分布云圖Fig.17 Turbulent kinetic energy distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

圖18 試件段126 mm、介質(zhì)為油時的湍流耗散率分布云圖Fig.18 Turbulence dissipation distribution nephogram of the sample section with 126 mm and oil medium

2.5 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)論

（1）試件長86 mm時，側(cè)面中部二分之一左右區(qū)域附近的介質(zhì)流動速度變化很小、很穩(wěn)定，z方向的速度分量為零；側(cè)面中部大部分區(qū)域附近的介質(zhì)流動的湍流強(qiáng)度、湍流動能變化量很小、很穩(wěn)定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，基本可以滿足沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)要求。

（2）試件長126 mm時，側(cè)面中部三分之二以上區(qū)域附近的介質(zhì)流動速度變化很小、很穩(wěn)定，z方向的速度分量為零；側(cè)面中部大部分區(qū)域附近的介質(zhì)流動的湍流強(qiáng)度、湍流動能變化量很小、很穩(wěn)定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，完全可以滿足沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)要求[5-10]。

3 涂層抗沖刷腐蝕性能實(shí)驗(yàn)

依據(jù)上述數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，同時改變密封結(jié)構(gòu)和冷卻系統(tǒng)，對在用高壓釜進(jìn)行改造。利用改造后的高壓釜開展凝析氣田混輸管道高速沖刷材料抗沖蝕防護(hù)性能室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)。每個實(shí)驗(yàn)周期期滿后，按照GB/T 1766—2008《色漆和清漆涂層老化的評級方法》，對涂層破壞情況進(jìn)行開罐檢查，分級評價。

3.1 實(shí)驗(yàn)條件

模擬實(shí)驗(yàn)材質(zhì)為碳鋼和316L不銹鋼，有6種涂層：鈦納米聚合物、熱涂環(huán)氧、冷涂環(huán)氧、Ni-P鍍、滲氮、納米陶瓷。

實(shí)驗(yàn)條件如下：介質(zhì)流速為8 m/s，總壓力為12.8 MPa，CO2分壓為0.28 MPa，溫度為80℃。具體模擬實(shí)驗(yàn)條件見表1。

表1 高速實(shí)驗(yàn)條件Tab.1 High-speed experimental conditions

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

（1）在8 m/s實(shí)驗(yàn)介質(zhì)流速條件下，碳鋼表現(xiàn)出明顯的沖刷腐蝕形貌，腐蝕速率高達(dá)3.34 mm/a，316L不銹鋼表現(xiàn)出很好的耐蝕性能（圖19）。

圖19 高速沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖片F(xiàn)ig.19 Picture of high-speed erosion corrosion test results

（2）實(shí)驗(yàn)涂層在腐蝕條件下表現(xiàn)出明顯的差異性。其中，鈦納米聚合物和熱涂環(huán)氧涂層顯現(xiàn)良好，冷涂環(huán)氧涂層在高速沖刷下部分脫落，納米陶瓷涂層被破壞，Ni-P鍍、滲氮涂層均發(fā)生嚴(yán)重破壞（圖20）。

圖20 試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.20 Comparison of test results

4 結(jié)論

（1）針對高壓動態(tài)反應(yīng)釜結(jié)構(gòu)特點(diǎn)與功能原理，通過分析提出增大夾具和試件直徑在不明顯提高電動機(jī)轉(zhuǎn)速的情況下可大幅提高實(shí)驗(yàn)介質(zhì)速度。

（2）通過高壓沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)流場數(shù)值分析，試件長126 mm時，側(cè)面中部三分之二以上區(qū)域附近的介質(zhì)流動速度變化很小、很穩(wěn)定，z方向的速度分量為零；側(cè)面中部大部分區(qū)域附近的介質(zhì)流動的湍流強(qiáng)度、湍流動能變化量很小、很穩(wěn)定，流動狀況為湍流但沒有渦流存在，完全可以滿足沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)要求。

（3）利用改造后的高壓釜開展了凝析氣田混輸管道高速沖刷材料抗沖蝕防護(hù)性能室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)，設(shè)備運(yùn)行平穩(wěn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果合理，能夠滿足高壓沖刷腐蝕實(shí)驗(yàn)要求，達(dá)到了預(yù)期的目的。