含酸性溶解氣的氣液兩相流管道流致腐蝕模擬

陳一鳴，董美，王博，劉宏達，汪星彤

（1.遼寧石油化工大學 石油天然氣工程學院，遼寧 撫順 113001；2.里賈納大學 工程與應用科學學院，薩斯喀徹溫省里賈納市 SK S4S 0A2，加拿大）

管道運輸因其良好的經濟性和安全性成為石油天然氣行業重要的運輸方式之一[1-2]。管道輸送的流體并不是單相介質，通常會伴有酸性溶解氣和水相等兩相或者多相介質[3]，而酸性溶解氣和水相的存在會為管道發生內腐蝕提供腐蝕環境[4-6]。根據文獻資料可知[7]，未經脫水處理的管道內局部含水率可高達90%，因此，任何適用于單相介質的管道腐蝕模型都不能準確地描述管道內部腐蝕的真實情況，建模分析結果也不能充分再現內部發生腐蝕的過程和準確預測管道發生腐蝕的位置。

目前，大多數公布的管道內部腐蝕模型主要適用于單一水環境或者油-水乳液環境[8-9]，即輸水管道或者輸油管道，但很少有研究人員嘗試研究氣液兩相流的腐蝕規律[10-12]，然而輸液管道的腐蝕機理與輸氣管道又存在明顯的差異[13-15]。由于輸液管道內流體流速較低，流動流型較為簡單，因此建模和計算過程較易實現，但是輸氣管道內部流體流速普遍較高，管內流型多變，因此建模和求解過程較難實現。隨著計算機技術的發展，利用計算流體力學理論建立腐蝕模型來預測輸氣管道氣液兩相流的腐蝕特性是一種較好的研究方式。含酸性溶解氣的氣液兩相流管道發生腐蝕的情況較為復雜，主要包括2 個方面，一是酸性溶解氣的電化學腐蝕，二是流體的沖刷腐蝕。電化學腐蝕的產生是由于金屬因失去電子而被氧化的過程，而沖刷腐蝕的產生是由于金屬表面上的物理沖擊造成了機械損傷而引起的腐蝕增加。當管道發生電化學腐蝕之后，由于后續高速流體的沖擊作用，導致腐蝕加速和失效風險增加的過程稱為流動輔助腐蝕，簡稱流致腐蝕（Flow-Assisted Corrosion，FAC）[16-17]。Islam等[18]指出，FAC 對管道材料的腐蝕和失效有很大影響，這是因為高速流體流動產生的剪應力會破壞金屬自身及其表面的電化學腐蝕保護膜，進而加速管道的局部腐蝕過程[19-20]，特別是在彎頭、異徑管和T 形管等特殊位置。因此，要想充分了解和定位天然氣輸送管道發生內腐蝕的位置，需要對管道進行FAC 分析。

本文利用計算流體力學模型研究氣液兩相流天然氣管線內的水潤濕條件，即電化學腐蝕情況，并考慮不同流速、彎管角度對壁面剪切力的影響，即沖刷腐蝕情況，通過結合輸氣管道電化學腐蝕情況與沖刷腐蝕現象來研究天然氣管道的FAC 情況，進而為天然氣管道的安全提供理論依據。

1 數學模型

1.1 湍流模型

管道內流體為湍流流動，為提高計算精度，采用適用于大曲率內部流動的k-w模型對流體進行計算，求解方程見式（1）—（5）。

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為流體速度，m/s；t為時間，s；k為湍動能，J；ω為湍動能耗散率；σk與σω為k與ω對應的湍流Prandtl 數；μ為流體動力黏度，Pa·s；μt為湍動流體動力黏度，Pa·s；α*為湍流黏度系數；Γk與Γω為有效擴散率項；Gk為速度梯度產生項，J；Gω為耗散率產生項；Yk與Yω為湍流擴散項。

1.2 多相流模型

管道內流體為氣水兩相流動，并且水中溶解非飽和狀態的CO2。為了準確地模擬管道內的多相流動，運用ANSYS Fluent 中的Volume of Fluid（VOF）模型進行求解和計算。

1）體積分數方程。由于計算過程中涉及氣液兩相流動，因此通過動量方程對流域內流體體積分數進行跟蹤，其相間界面的跟蹤通過相體積分數的連續性方程獲得。求解方程為：

式中：keff為有效熱導率，其數值相間共享；Sh為輻射及其他體積熱源；Eq為基于q相比熱與溫度得到的能量。

2 方法

2.1 模型及參數設定

考慮天然氣管道的實際工況，管道中的流體為氣水兩相流，CO2溶解在水中未達到飽和[21]。如圖1 所示，設定2 種管道運行工況，分別為向上傾斜管道（Case 1）和向下傾斜管道（Case 2）。其中，管道直徑為300 mm，有效長度為5 000 mm，向上、向下傾斜角度均為30°。設定管內流體流速為0.5、1、2、3 m/s，氣液體積百分比為1∶9、3∶7、5∶5、7∶3、9∶1，溫度為20 ℃，操作壓力為3 MPa[10]。

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model

2.2 網格劃分和檢驗

管道網格使用ANSYS ICEM 軟件生成，選擇高質量的結構化網格對模型進行劃分。網格劃分結果，如圖2 所示。

圖2 網格劃分Fig.2 Meshing

為獲取足夠的網格密度來保障計算精度，對網格進行獨立性檢驗。選取壁面剪應力為分析指標，模擬條件是流體流速為0.2 m/s、氣液比為5∶5，結果如圖3 所示。可以看出，當網格數小于351 246 時，壁面剪應力未達到最大值，而大于此網格數的計算結果大致相同。因此，選擇此網格密度為CFD 模擬的最佳網格參數。

圖3 網格獨立性驗證Fig.3 Grid independence verification

2.3 初始及邊界條件

運用ANSYS FLUENT 20.0 軟件進行仿真和計算。在模擬計算過程中，流體為瞬態流動，溫度波動對流體流動的影響忽略不計，不考慮相變與相間傳質[22]。假定管道壁處的流體停滯，運用標準壁面函數對其進行定義。管道入口設置速度入口邊界，管道出口設置壓力出口邊界，壁面設置標準壁面邊界。松弛量變量均設為0.3，離散方式選擇二階迎風模式進行計算。瞬態仿真過程包括200 個時間步，時間步長0.05，每個時間步內進行100 次迭代。

3 結果與分析

3.1 電化學腐蝕

3.1.1 腐蝕機理

根據Baker 等[24]對兩相流流型的分類，當管內流速較低時，管內流型以分層流為主，此時管道的底部會被水相潤濕，因此管道底部的電化學腐蝕情況較為嚴重；當管內流速較高時，管道流型將出現波浪流、段塞流等不穩定流動狀態，管內流體波動變得十分劇烈，此時不僅管道底部會發生嚴重的電化學腐蝕，而且管道的其他部位也會發生電化學腐蝕。因此，管道電化學腐蝕現象與水相潤濕條件密切相關，要想得到準確的電化學腐蝕區域，對管道內水相的積聚位置分析尤為重要。

3.1.2 積聚水相分析

根據已有文獻可知[25]，管道內水相主要存在2種狀態，一是積聚狀態，二是離散狀態。積聚水相的存在會對管道壁面產生嚴重的水潤濕效應，從而為電化學腐蝕提供良好的腐蝕環境，而離散水相則不會引起腐蝕反應[26]。因此，在預測管道內腐蝕時，要對管道積聚水相和離散水相分布進行準確地判斷。

3.1.2.1 上傾斜管流型

圖4 顯示了流體流速和含水率對上傾30°斜管流型水相體積分數的影響。可以看出，天然氣管道內流體的流動方式主要取決于流速和含水率。在較低的流速條件下，如圖4a 和圖4b 所示，由于重力作用管道底部始終被水相所覆蓋，特別是彎頭位置；當流速恒定時，隨著含水率的增加，積聚水相的厚度逐漸加大且彎管前、后的直管段積聚水相有向彎管處聚集的趨勢。在較高的流速條件下，如圖4c 所示，低含水率（10%和30%）管道底部的積聚水相厚度逐漸減小，彎管前、后的直管段積聚水相甚至完全消失，積聚水相逐漸由積聚狀態轉化為離散狀態，離散后的水相彌散在管道內部；而高含水率（50%、70%和90%）管道內部雖然也有部分水相發生了離散現象，但該現象并不明顯，管道底部仍然積聚大量的水相。當流體流速進一步增加時，如圖4d 所示，低含水率（10%和30%）管道內的離散現象被進一步加劇，彎管前、后直管內的積聚水相厚度進一步減小，但是彎管處的積聚水相厚度逐漸增加且高于前、后的直管段；而在高含水率管道內，與之前的研究結論類似，管道內積聚水相的離散現象并不明顯，管道底部仍有大量積聚水相存在。由于管道發生腐蝕的先決條件是管內壁的水潤濕性，管道底部積聚水相越多，管道發生內腐蝕的風險就越高，因此高流速低含水率的傾斜管的彎頭處是主要的腐蝕區域。

圖4 流體流速和含水率對上傾30°斜管流型水相體積分數的影響Fig.4 Effect of fluid velocity and water content on the volume fraction of water phase in a 30° upwardly inclined pipeline

3.1.2.2 下傾斜管流型

圖5 顯示了流體流速和含水率對下傾30°斜管流型水相體積分數的影響。可以看出，在較低的流速條件下，如圖5a 和圖5b 所示，無論是低含水率管道還是高含水率管道，水相均在彎管及彎管前、后直管段的底部出現明顯的積聚現象，并且隨著含水率的增加，管道底部積聚水相的厚度逐漸增大，即在低流速的條件下，氣液混輸的下傾管道內均會發生嚴重的電化學腐蝕。在較高的流速條件下，如圖5c 所示，低含水率（10%和30%）管道底部的積聚水相逐漸發生離散效應，管道底部積聚水相的厚度明顯較小，即低含水率下傾氣液混輸管道隨流體流速的增加，管道電化學腐蝕現象有所改善；但是對于高含水率（50%、70%和90%）管道，積聚水相的離散作用較小，管道內部仍然會發生嚴重的電化學腐蝕。當流速進一步增加時，如圖5d 所示，低含水率（10%）管道底部的積聚水相全部轉化為離散水相，水相不再積聚在管道底部，因此管道內部的電化學腐蝕情況得到了最大程度的改善；但是高含水率（50%、70%和90%）管道內的積聚水相影響較小，仍有大量的水相積聚在管道底部。

圖5 流體流速和含水率對下傾30°斜管流型中水相體積分數的影響Fig.5 Effect of of fluid velocity and water content on the volume fraction of water phase in a 30° downwardly inclined pipeline

3.2 沖刷腐蝕

含酸性溶解氣的輸氣管道除電化學腐蝕外，還會受到高速流體的沖刷腐蝕。雖然管道內壁所產生的電化學腐蝕產物膜在一定程度上可以阻礙后續流體的腐蝕作用，但是由于高速流體的沖刷腐蝕會導致腐蝕產物膜脫落，從而加速腐蝕速率[27]。影響沖刷腐蝕最重要的因素是壁面剪切力的分布和大小，為了研究管道發生沖刷腐蝕，對管道內部的壁面剪切力進行分析。

3.2.1 壁面剪切力分析

圖6 顯示了流體流速對壁面剪切應力的影響，模擬條件為氣液比7∶3（含水率為30%）的上傾30°和下傾30°斜管流型。可以看出，對于上傾斜管流型，隨著流體流速的增加，壁面剪切力逐漸增大且影響面積存在向上延伸的趨勢，但不同流體流速條件下的壁面剪切力分布存在著明顯的差異；當流體流速較低時，壁面剪切力主要集中在彎管及彎管前直管段的底部；當流體流速較高時，壁面剪切力則主要集中在彎管及彎管后直管段的底部。對于下傾斜管流型，隨著流體流速的增加，壁面剪切力逐漸增大且影響面積近似保持不變，無論低流速流體還是高流速流體，壁面剪切力均集中在彎管及彎管后直管段的頂部。

圖6 流體流速對壁面剪切應力的影響Fig.6 Effect of fluid velocity on wall shear stress

圖7 顯示了含水率對壁面剪切應力的影響，模擬條件是流速為3 m/s 的上傾30°和下傾30°斜管流型。可以看出，相同條件下，上傾斜管流型的壁面剪切力遠大于下傾斜管流型。對于上傾斜管流型，當含水率較小時，壁面剪切力主要集中在彎管的底部；當含水率較大時，壁面剪切力的集中區域逐漸由彎管底部向彎管后直管段延伸且影響面積逐漸增大。對于下傾斜管流型，隨著彎管角度的增加，壁面剪切力逐漸增大且影響面積近似保持不變，無論低含水率還是高含水率，壁面剪切力均集中在彎管及彎管后直管段的頂部。

圖7 含水率對壁面剪切應力的影響Fig.7 Effect of water content on wall shear stress

圖8 顯示了彎曲角度對壁面剪切應力的影響，模擬條件是流速為3 m/s、氣液比為7∶3 的上傾和下傾斜管流型。可以看出，相同條件下，上傾斜管流型的壁面剪切力遠大于下傾斜管流型。對于上傾斜管流型，當彎管角度較小時，壁面剪切力主要集中在彎管的底部；當彎管角度較大時，壁面剪切力逐漸向彎管后的直管段延伸且影響區域遍布管道周身。對于下傾斜管流型，隨著彎管角度的增加，壁面剪切力的大小和影響面積均逐漸增大；當彎管角度較小時，壁面剪切力主要集中在彎管頂部；當彎管角度較大時，壁面剪切力主要集中在彎管頂部和下傾管頂部。

圖8 彎曲角度對壁面剪切應力的影響Fig.8 Effect of bending angle on wall shear stress

3.2.2 缺陷處的局部腐蝕

管道發生電化學腐蝕的產物膜可以在一定程度上保護管道的后續腐蝕，但如前文分析，積聚水相的位置與最大剪切力的位置均在彎管附近，因此積聚水相的存在不僅會影響電化學腐蝕，還會影響壁面剪切力的分布。當管道在積水位置發生電化學腐蝕后，由于高速流體的沖刷腐蝕很容易造成局部腐蝕缺陷，而局部腐蝕是造成管道泄露穿孔的重要原因，因此有必要對缺陷處的流場及壁面剪切力進行分析。管道的腐蝕缺陷模型，如圖9 所示，其中凹坑直徑為1.0 mm。

圖9 管道腐蝕缺陷模型Fig.9 Pipeline corrosion defect model

管道腐蝕凹坑內的流場分布，如圖10 所示。可以看出，流體在腐蝕凹坑處呈環狀流動，凹坑右側壁面與流體方向垂直，主要受流體的沖擊作用；而凹坑左側壁面與流體流動方向平行，主要受流體的剪切應力作用。從圖中還可以看出，凹坑左側的壁面剪切力要遠大于凹坑右側，因此凹坑左側腐蝕產物膜的破壞更嚴重[18,28]。

圖10 管道腐蝕凹坑內流場分布云圖Fig.10 Cloud map of flow field distribution in pipeline corrosion pit

此外，壁面剪切力不僅會造成產物膜脫落，還會加速流體內介質的傳輸速度。在高壓天然氣管道中，管內水中通常會存在許多氣泡，而當流體流過凹坑時，由于局部壓力的變化和壁面剪切力的作用下，氣泡往往會從水中逸出造成空蝕，加速局部腐蝕過程。氣泡空化示意圖如圖11 所示。

圖11 氣泡空化示意圖Fig.11 Schematic diagram of bubble cavitation

通過上述討論可知，壁面剪切力和氣泡空化均會造成腐蝕產物層的破壞，并且由剪切力計算理論可知，流速越大，腐蝕產物膜破壞越嚴重。因此，缺陷處的局部腐蝕速率遠高于管道的其他位置，進一步加速腐蝕坑的破壞進程。同時，壁面剪切力加速了水中氣泡的擴散過程，相關研究表明，氣泡空化造成的沖擊力高達108Pa[28]。毫無疑問，這種大小的應力會影響產物膜的完整性甚至直接破壞管道基體。

3.3 流致腐蝕

基于上述分析可知，天然氣管道由于內部介質流速快往往會受到電化學腐蝕和流體沖擊（力學行為）共同作用的影響。積聚水相的位置是發生電化學腐蝕的主要區域，而壁面剪切力大小決定腐蝕的嚴重程度。當含酸性溶解氣的輸氣管道發生電化學腐蝕后，高速流體對管道的沖擊作用會進一步加重腐蝕現象，即會形成FAC 腐蝕。為了分析斜管流型內的FAC 規律，選取上傾30°斜管和下傾30°斜管流型進行對比分析。

圖12 顯示了斜管流型FAC 規律。可以看出，對于上傾管道，最大壁面剪切力主要集中在彎管及彎管后直管段的底部，積聚水相的位置也主要分布在管道底部，因此在彎管附近不僅會受到電化學腐蝕，還會受到流體沖擊加劇腐蝕的作用，即彎管及彎管后的直管段會發生嚴重的FAC 現象。對于下傾管道，最大壁面剪切力主要集中在彎管的頂部，而積聚水相主要集中在管道的底部，因此在彎管頂部會發生嚴重的局部流動沖擊，而在管道底部會發生嚴重的電化學腐蝕；由于雙重作用的集中區域并未重合，因此下傾管道并未發生嚴重的FAC 現象。通過上述分析可知，對于含酸性溶解氣的輸氣管道，通過分析FAC 的規律，可為管道的安全運行及長期使用起到一定的指導作用。

圖12 斜管流型FAC 規律分析Fig.12 Analysis of FAC law of inclined pipe flow pattern: a) upward inclined pipeline;b) downward inclined pipeline

4 結論

1）天然氣管道中水相與CO2的原電池反應會形成電化學腐蝕，兩者在管道內的分布情況受含水率和流速共同影響。當含水率小于10%、流速大于3 m/s時，直管段的水才會以離散形式離開壁面，彎頭處則會出現水相聚集，而在其他條件下，直管段與彎頭處始終會出現水相聚集；對于下傾管道，相同含水率和流速條件下，水相會完全離散在管內，不出現水相聚集現象。

2）管道內壁面剪切力的增加會加快腐蝕速率。對于上傾管道，隨著流速、含水率及彎管角度的增加，壁面剪切力也會隨之增加，最大壁面剪切力的位置出現在彎管底部及上傾管道的下壁面；對于下傾管道，最大壁面剪切力的變化趨勢基本與上傾管內一致，但作用位置出現在彎管上壁面及下傾管道的上壁面。

3）由于積聚水相位置與最大壁面剪切力位置的重疊，上傾管彎頭積水位置形成的腐蝕產物膜會保護金屬基體免受進一步腐蝕，但在壁面剪切力的作用下往往會產生局部損壞，由于產物膜損壞而暴露的金屬與周圍腐蝕產物會形成電偶腐蝕，造成管道局部缺陷，在氣泡空化與剪切力的持續作用下，流致腐蝕現象將明顯加劇。