蝶閥后管線腐蝕發生與發展機制研究

蘇國慶，張建文，李彥

（北京化工大學機電工程學院，100029）

引 言

蝶閥，又名翻板閥，是化工行業使用最頻繁的閥門之一，其工作原理是通過蝶板在閥體內繞自身軸線的旋轉，實現開啟、關閉和調節流體的目的[1]。蝶閥不僅具有優良的流量控制特性，而且適用于高溫、高壓等特殊場合，因其結構簡單、成本低廉、制造方便等特點而被廣泛應用于化工、冶金、水電等諸多領域[2-3]。

蝶閥在使用過程中，由于工作環境復雜多變，使得輸送管道內的流動復雜且不穩定，極易出現流動分離現象[4-7]。Wang 等[8]結合實驗和CFD 模擬研究了蝶閥在不同開度下的流場波動，著重討論了發生在蝶板表面的流動分離和旋渦脫落問題，并通過傅里葉變換建立了流動分離預測模型。諸葛偉林等[9]采用有限體積法對蝶閥的三維分離流動進行了數值模擬，詳細研究了蝶板背面流動分離現象發生、發展和消失的完整過程。Kan 等[10]采用計算流體力學方法對連桿式蝶閥的流場進行了數值模擬，發現當蒸汽通過蝶板邊緣和管道之間的狹窄過流處時，渦流強度會急劇增大，局部流速增大至入口的15倍。

作為輸送系統中的重要控制元件，蝶閥的狀態會直接影響整個系統的可靠性與安全性，尤其是當應用環境為小開度或多相流時。節流作用影響下的流場會變得十分復雜，極易引起沖蝕、空化等腐蝕問題，嚴重影響系統的安全平穩運行。某煉油廠海水淡化裝置蝶閥多次出現泄漏失效，蝶板表面侵蝕剝落嚴重，Hosseini 等[11]結合化學分析、體視顯微鏡、掃描電鏡以及能譜分析，確定了導致蝶閥失效的主要原因是沖蝕和汽蝕。同時，采用計算流體力學的方法模擬了蝶板開度對流場分布和腐蝕速率的影響。謝金宏[12]對一雙偏心蝶閥的開裂進行了失效分析，通過宏觀分析、斷口分析、金相顯微組織分析、掃描電鏡分析等技術手段對蝶閥裂紋的產生原因進行分析，確定三處裂紋性質均為疲勞開裂。Liu等[13]基于空化-多相流-離散相耦合流場模型，利用計算流體力學方法研究了某核電站循環水過濾系統蝶閥的腐蝕失效機制，得出了空化侵蝕和顆粒侵蝕是導致蝶閥失效的主要原因，并且討論了入口壓力、閥門開度等因素對最大流速、質量流量、湍流強度以及沖蝕速率的影響。

綜上所述，目前已有許多關于蝶閥腐蝕的文獻報道，但多數研究僅關注開度、流量等因素對蝶板腐蝕的影響，而對閥后管線的腐蝕規律研究涉及較少。本文以上海某石化廠蝶閥后管線為研究對象，結合腐蝕分析、腐蝕實驗和數值模擬，分析管線異常減薄的原因，探討腐蝕的發生與發展機制，旨在為探索蝶閥后管線的腐蝕行為和防護提供參考。

1 腐蝕分析

1.1 腐蝕概況

出現異常減薄的管線位于煉油部加氫裝置，輸送介質為水和石腦油的混合物。管線位于蝶閥后，在運行一年半后檢修時發現減薄嚴重，其中以左右兩側壁面減薄最為明顯。蝶閥運行工況下的開度為30°，蝶閥結構和閥后管線壁面劃分情況如圖1所示。相關工藝參數和設備參數列入表1，輸送介質組成列入表2。

表2 輸送介質組成Table 2 Composition of conveying medium

圖1 蝶閥結構和閥后管線壁面劃分Fig.1 Butterfly valve structure and pipe wall division

表1 工藝參數和設備參數Table 1 Process and equipment parameters

對減薄管線進行切割取樣，如圖2 所示為閥后左側壁面不同位置的樣品實物圖?？梢钥闯?，樣品1(閥后0.1 m 處)的厚度減薄明顯，但表面仍保持良好的金屬光澤，整體光滑平整，無腐蝕產物附著；樣品2(閥后0.6 m 處)的厚度變化不明顯，但表面凹凸不平，粗糙度較高，且存在大量由流體沖刷造成的長短不一、深淺不等的沖刷道。

圖2 樣品實物圖Fig.2 Physical map of samples

為進一步分析管線的減薄規律，沿圖1(b)所示4條軸線每隔15 cm 進行厚度測量。測量儀器為SW超聲波測厚儀，分辨率為0.01 mm，精度為±0.03 mm。以距蝶閥距離為橫坐標，壁厚為縱坐標作圖，結果示于圖3?？梢钥闯?，腐蝕減薄主要分布在管道的左右兩側，頂部與底部腐蝕較為輕微。對比不同壁面的厚度分布發現，左右兩側壁面的減薄規律相近，沿流動方向，腐蝕逐漸減輕，且左側壁面整體腐蝕程度和腐蝕范圍略大于右側；上下兩側壁面的減薄規律一致，僅在0.6 m 前有一定程度的腐蝕減薄，之后無明顯變化。從整體來看，管線的嚴重腐蝕區集中分布在閥后左右壁面0～0.6 m范圍以內。

圖3 厚度分布Fig.3 Thickness distribution

1.2 腐蝕產物分析

采用SEM 對樣品的微觀形貌進行觀察，并借助EDS 和XRD 確定試樣表面腐蝕產物的主要組成。圖4 給出了樣品的SEM 圖像。從圖中可以看出，樣品1的微觀形貌較為平整，表面僅有輕微粗糙，且沒有明顯的腐蝕產物附著；而樣品2 的表面布滿了腐蝕產物，整體結構較為疏松，且分布有大量深淺不一的溝壑與縫隙。

圖4 樣品掃描電鏡圖像Fig.4 SEM images of samples

圖5 給出了樣品的EDS 分析結果，腐蝕產物的主要組成元素為Fe、Cr、Ni、C、O、S，其中C、O元素主要來自樣品表面殘留的烴類化合物。XRD 檢測結果如圖6 所示，結果顯示腐蝕產物主要由FeSO4和FeS2組成。

圖5 樣品能譜分析結果Fig.5 EDS spectrums of samples

圖6 樣品XRD譜圖Fig.6 XRD patterns of samples

2 腐蝕實驗

采用高壓反應釜開展腐蝕模擬實驗，試樣材質選用與管線一致的304 不銹鋼，試樣尺寸為50 mm×25 mm×2 mm，化學成分如表3 所示。實驗前試樣表面使用砂紙逐級打磨到2000 目(6.5 μm)，然后使用去離子水沖洗，丙酮除油，酒精脫水，冷風吹干。采用去離子水、分析純NaCl 和氫硫酸配制實驗溶液，實驗溶液中的H2S含量為300 mg/L，Cl-含量為60 mg/L。

表3 304不銹鋼試樣化學成分Table 3 Chemical composition of 304 stainless steel coupons

實驗裝置示意圖如圖7所示。為保證實驗結果的準確性與重復性，取三組平行試樣同時開展實驗。實驗溫度控制在(60±1)℃，實驗時長為12 d，期間每隔3 d 更換新鮮實驗溶液。實驗結束后，將試樣從反應釜中取出，使用稀硝酸(40 ml 濃硝酸加水配制成200 ml溶液)進行60 min酸洗、水洗、乙醇洗，以清除表面銹層。干燥后使用金相顯微鏡觀察試樣微觀形貌并稱重計算平均腐蝕速率。

圖7 實驗裝置示意圖Fig.7 Schematic diagram of experimental device

圖8 和圖9 分別給出了實驗前后試樣的宏觀形貌和微觀形貌?？梢钥闯?，實驗后試樣的宏觀形貌和微觀形貌均無明顯變化。根據三個平行試樣的失重數據計算平均腐蝕速率為0.012 mm/a，遠低于閥后管線服役工況下的最大腐蝕速率(約3 mm/a)。因此結合前文各項分析，可以確定由蝶閥引起的流動加速腐蝕是導致管線異常減薄的主要原因。

圖8 試樣的宏觀形貌Fig.8 Morphology structure of specimen

圖9 試樣的微觀形貌Fig.9 Micromorphology of specimen

3 流場模擬

流動腐蝕進程與流場參數密切相關，通過Fluent 對不同開度和壁面粗糙度下的流場進行數值模擬，以獲取不同情況下的流場分布。

3.1 數值方法

蝶閥及管線的三維建模與實際尺寸一致，管線直徑D為300 mm，蝶板厚度d為20 mm。為保證流場的完整性，取蝶板上游13D以及下游10D作為計算域，以90°開度為例，建立模型如圖10(a)所示。采用Meshing 軟件對計算域進行網格劃分，網格類型為四面體網格，如圖10(b)所示。

圖10 蝶閥計算域及網格劃分Fig.10 Computational domain and mesh division of butterfly valve

應用Fluent 軟件求解，采用標準k-ε湍流模型和增強壁面處理函數，設置進口邊界為速度入口，出口邊界為壓力出口，具體的邊界參數設置如表4所示。假設流體不可壓縮，模擬過程無化學反應和熱量傳遞。

表4 模擬的邊界條件Table 4 Simulated boundary conditions

3.2 數值計算結果及分析

3.2.1 網格無關性分析 為得到網格無關解，以30°開度(壁面粗糙度為0)為例，在滿足模擬精度的

前提下，劃分了不同數量的網格(454600、903200 和1625400 個)。為了便于比較，選取左側壁面切應力分布作為評判標準，圖11給出了不同網格數量下的模擬結果?？梢钥闯?，三種密度網格下的模擬結果基本一致，說明網格數量的增加對計算結果基本沒有影響。綜合考慮計算時間和計算精度，選擇454600個網格進行計算。

圖11 不同數量網格下左壁面的切應力分布Fig.11 Wall shear distribution of left wall at different number of meshes

3.2.2 蝶閥開度對閥后流場的影響 按照圖12 所示截面位置，提取不同截面的速度云圖，結果如圖13 所示?？梢钥闯?，沿軸向截面，蝶板前的流體流動較為穩定。之后受蝶板節流作用的影響，流體流速上升，并發展成為了上下兩個不對稱的高速射流區，且下方射流區面積明顯大于上方。隨著開度的增加，射流區面積不斷擴大，但是由于節流效果減弱，所以局部最高流速逐漸降低，速度梯度逐漸減小。沿徑向截面，上方射流區沿壁面呈環形分布，速度分布均勻；下方射流區沿壁面呈錐形分布，速度自管壁向管中心逐漸減小。

圖12 截面位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of section position

圖13 不同截面的速度云圖Fig.13 Velocity nephogram of different sections

流線是描述流體質點瞬時速度方向的曲線，可以直觀反映流體的流動狀態，圖14給出了不同截面的流線圖?？梢钥闯?，流體流經蝶板時會產生明顯的流動分離現象。在蝶板背面形成了一個巨大的回流旋渦，隨著開度的增加，旋渦尺寸逐漸減小直至完全消失。從徑向截面可以看出，在蝶板后形成了一對方向相反、強度相同的渦旋，兩個渦旋共同運動，最終在下游區域相互抵消。

圖14 不同截面的流線分布Fig.14 Streamline distribution of different sections

當流體流經壁面時，緊貼壁面的流體受黏性影響速度會降為零，自壁面向管中心，流體速度逐漸增加，直至與主體流速相等，這一流體減速薄層即速度邊界層。壁面切應力就是速度邊界層內由速度梯度引起的黏性力，其大小表示流體與壁面相互作用的程度。圖15 給出了不同開度下的壁面切應力分布?？梢钥闯?，在上游與下游遠離蝶板的位置，切應力分布十分穩定，但是蝶板的存在使得切應力分布發生波動。由于流通截面突然收縮，流體被擾動，近壁處的速度與速度梯度大幅提升，導致切應力迅速上升至最大值，而后緩慢降低。蝶板開度越小，切應力的波動程度越大。

對比不同壁面的切應力分布可知，上下壁面的分布規律基本一致，且數值較小。而左右壁面切應力數值較高，且受射流區影響，左側高切應力區范圍大于右側。在高切應力區內，流體與壁面的相互作用程度較強，所以導致左右兩側壁面會受到流體的劇烈沖刷，腐蝕程度明顯高于上下壁面。

3.2.3 壁面粗糙度對閥后流場的影響 腐蝕會使金屬材料表面的粗糙程度增加，由文獻[14]可知，無縫鋼管在出廠、輕度腐蝕、嚴重腐蝕情況下壁面的絕對粗糙度范圍分別為小于0.1 mm、0.2～0.3 mm、大于0.5 mm。圖16 給出了30°開度下4 種粗糙度下壁面切應力的分布?？梢钥闯?，壁面切應力對粗糙度的改變具有非常高的敏感性，即使管壁粗糙度僅為0.05 mm，切應力數值也會有比較明顯的提升。而且，這種提升作用在高流速區域體現得更為顯著，這是由于流速的增加使得速度邊界層厚度減小，會有更多的表面突出物與流體發生碰撞，進而導致切應力增大。

圖16 不同壁面粗糙度下的切應力分布Fig.16 Wall shear distribution at different wall roughness

4 腐蝕的發生與發展機制

4.1 腐蝕的發生機制

根據腐蝕實驗結果，304 不銹鋼在運行工況下的均勻腐蝕速率極低(0.012 mm/a)，與管線服役工況下的最大腐蝕速率相比可以忽略不計。綜合前文分析，得出管線的主要腐蝕原因是H2S-HCl-H2O 環境下造成的電化學腐蝕以及蝶閥節流作用造成的流動腐蝕。

4.1.1 不銹鋼在H2S-HCl-H2O 環境下的電化學腐蝕過程 通常情況下，不銹鋼的耐蝕性優于碳鋼，這主要源于其表面生成的一層薄而致密的鈍化膜[15]。研究表明，鈍化膜的主要成分為金屬氧化物，電化學反應過程如式(1)～式(4)所示[16-19]。

但當有H2S 存在時，由于其能夠促進鈍化膜中硫化物的形成，增加鈍化膜中缺陷的濃度，所以會導致鈍化膜的致密性下降，對基體的保護能力減弱，進而引起不銹鋼耐蝕性能的降低[19-22]。具體電化學反應過程如式(5)～式(8)所示。

樣品XRD 分析結果顯示，腐蝕產物中的硫化物除FeS2外，還以FeSO4的形式存在，分析可能是制樣過程中FeS2在空氣中發生了部分氧化，即

此外，系統中存在的少量Cl-會促進鈍化膜的局部溶解，導致膜表面出現裂紋或孔洞，繼而誘發鈍化膜產生機械破裂，也會在一定程度上降低材料的耐蝕性[23-25]。

4.1.2 蝶閥節流作用造成的流動腐蝕 流體在金屬表面的流動會影響腐蝕機理的現象，稱為流動腐蝕[26]。在絕大多數情況下，流體的流動都會加速腐蝕，加速過程主要通過破壞腐蝕產物膜和提高近壁面傳質效率兩個途徑來實現。

（1）高壁面切應力對腐蝕產物膜的破壞作用。當流體流速較低時，切應力數值較小，腐蝕產物膜可相對穩定地附著在基體表面，有效阻隔金屬與腐蝕介質的接觸，減緩腐蝕。但在蝶閥節流作用的影響下，閥后流體流速大幅度增加，切應力也隨之增加。當切應力大于產物膜與基體的黏合強度時，腐蝕產物就會從材料表面剝離，導致金屬裸露于腐蝕性介質中，使腐蝕作用加劇。此外，腐蝕產物的局部脫落會造成材料表面出現凹凸不平的蝕坑，這一方面會增加近壁區的流體擾動，加劇對產物膜的破壞，另一方面會促使蝕坑及周圍區域出現“小陽極-大陰極”的電偶腐蝕，導致局部腐蝕速率加快[27-28]。

（2）流場對腐蝕傳質過程的強化作用。一方面體現在腐蝕性介質(H2S、Cl-)向金屬基體的傳質過程，當流速較低時，近壁處電化學腐蝕反應物的傳輸效率較低，腐蝕過程整體處于低速狀態。但節流效應造成的閥后流速的增加，會加快基體表面流體介質的更新頻率，減小腐蝕性介質的濃度梯度，使得腐蝕速率不斷加快。另一方面體現在腐蝕產物(FeS2等)向主體溶液的傳質過程，當流速較高時，腐蝕產物會被高速流動的流體快速地帶離金屬表面，這不僅會導致產物膜的整體厚度減小，保護作用減弱，而且會破壞H2S的電離平衡，提高電化學反應物的濃度，從而加劇腐蝕[29-30]。

根據CFD模擬結果，即綜合圖13～圖15，可以看出，在蝶閥節流作用的影響下，會在閥后管線的左右兩側形成高速的射流區與旋渦區。受此影響，相較于上下壁面，左右壁面附近流體的流速更高、湍流程度更劇烈，由此引起的壁面切應力的增加和傳質效率的提升，會使區域內流動對腐蝕的加速效果更加顯著，壁面減薄程度也更加嚴重，最終導致了管線的異常減薄。

圖15 不同開度下的切應力分布Fig.15 Wall shear distribution at different opening degrees

4.2 蝶閥后管線的腐蝕發展機制及特點

腐蝕會增大材料表面的粗糙度，在實際運行過程中，受工藝、操作、物料等因素的影響，管道壁面粗糙度會有很大差異?；讦膃可將不同粗糙度圓管內的湍流流動分成3 種類型，即水力光滑管(0≤δe≤5)、過渡區圓管(5＜δe＜70)和完全粗糙管(δe≥70)[31]。δe的計算方法見式(10)～式(12)。

式中，e為絕對粗糙度，m；u*為摩擦速度，m/s；υ為運動黏度，m2/s；ub為主體流速，m/s；ri為管道半徑，m；f為范寧摩擦因數；Re為Reynolds 數。據此計算可得運行工況下蝶閥后管道粗糙度與湍流流動類型的對應關系，結果列于表5。

測量結果顯示，圖2(b)中樣品表面沖刷道的最大深度超過1 mm。所以根據表5 中的數據，蝶閥后管道在運行工況下同時存在水利光滑管、過渡區圓管和完全粗糙管三種湍流流動類型。相較于光滑管道，粗糙管道近壁處的流場分布會有很大不同。壁面粗糙度增加，不僅會增強流體與材料之間的相互作用程度，促進沖刷過程，而且會增大流體與材料之間的接觸面積，加快腐蝕速率[32]。為了進一步分析管線異常減薄的原因，基于δe對蝶閥后管線進行區域劃分，同時結合流場理論、邊界層理論和產物膜理論，對不同區域的腐蝕發生與發展機制進行詳細討論。

表5 不同粗糙度下的流動類型Table 5 Flow types at different roughness

（1）區域Ⅰ

約位于閥后3D之后。該區域為水力光滑管。由于基本不受蝶閥節流作用的影響，所以區域內流體流速較低且分布均勻。腐蝕產物膜的表面相對光滑，絕對粗糙度小于湍流邊界層的厚度。流動狀態下，產物膜表面的各種突出物都會被低速、平穩運動的流體所覆蓋，幾乎不會對湍流主體區的流動產生影響。所以流體與產物膜之間的相互作用程度較弱，切應力數值較小，產物膜仍然可以保持完整形態，保護基體不被腐蝕，具體機理如圖17(a)所示。在此情況下，區域內電化學腐蝕占主導地位，流動腐蝕發揮作用較小，管道整體腐蝕程度較輕。

（2）區域Ⅱ

約位于閥后1D～3D之間。該區域為過渡區圓管和完全粗糙管共存。受上游流場變化的影響，區域內近壁處流體的流速明顯增加，湍流邊界層厚度變薄，產物膜表面的突出物部分伸入湍流主體區，并與流體質點發生激烈碰撞，如圖17(b)所示。這不僅會造成流體機械能損失，而且會形成流體的旋渦，提高流體的湍動程度，導致邊界層厚度進一步變??；同時，隨著累積腐蝕時間的延長以及流場對腐蝕傳質過程的強化，壁面粗糙度在不斷增大。多方面因素的影響相互疊加，會促使越來越多的表面突出物相繼暴露在湍流核心之中。流體與產物膜之間相互作用的程度得到顯著增強，切應力數值增加，產物膜表面開始出現破裂且無法及時修復，進而暴露出金屬基體，導致腐蝕急劇加速，具體機理如圖17(c)所示。

通常情況下，產物膜的破裂和剝落會首先發生在孔洞、翹曲和皺褶等缺陷處。隨著累積腐蝕時間的延長，剝落范圍不斷擴大，會有更多的金屬表面裸露于腐蝕性介質中。然后，在流動腐蝕的作用下，腐蝕將沿管道徑向和軸向兩個維度同時發展。在徑向方向，產物膜剝落形成的蝕坑會不斷向深處發展，最終可能導致管道出現穿孔泄漏；在軸向方向，蝕坑面積會不斷擴大，繼之連接成片，并逐步發展成為圖2(b)中所示的沖刷道結構，然后管道出現大面積的異常減薄，最終因強度不足而出現爆管泄漏。

（3）區域Ⅲ

約位于閥后0～1D之間。受蝶閥節流作用的影響，該區域內流體湍動程度大幅升高，局部流速較閥前出現數倍甚至數十倍的提升，由此而產生的高剪切應力使得材料表面無法形成連續、附著力強、具有保護性的腐蝕產物膜。這就造成了如圖2(a)中的腐蝕形貌，雖然金屬材料腐蝕減薄非常嚴重，但表面無腐蝕產物且光滑平整，具體機理如圖17(d)所示。在此情況下，區域內流動腐蝕占絕對主導地位，電化學腐蝕發揮作用較小，管道整體腐蝕程度最重，腐蝕泄漏風險最高。

圖17 蝶閥后管線腐蝕發生與發展機制示意圖Fig.17 Schematic diagram of occurrence and development mechanism of pipeline corrosion behind butterfly valve

以上即蝶閥后管線腐蝕的發生與發展機制。除此之外，隨累積腐蝕時間的延長，不同流動類型之間還會發生動態轉變。水力光滑管會逐漸轉變為過渡區圓管，過渡區圓管又會逐漸轉變為完全粗糙管，最終表現為管線的嚴重腐蝕區不斷向深處、向下游發展，異常減薄的范圍不斷擴大。而且，蝶板的開度越小，累積腐蝕時間越長，轉變趨勢就越明顯，管線的腐蝕程度也就越嚴重。

5 結 論

本文通過腐蝕分析、腐蝕實驗和數值模擬，分析了蝶閥后管線異常減薄的原因，探討了腐蝕的發生與發展機制，得到如下結論。

（1）腐蝕減薄集中在管線的左右兩側，腐蝕產物主要為FeSO4和FeS2；腐蝕實驗中三個平行試樣的平均腐蝕速率為0.012 mm/a，遠低于閥后管線服役工況下的最大腐蝕速率。

（2）蝶閥開度減小或者壁面粗糙度增大，都會增強流體與材料之間相互作用的程度，致使腐蝕程度加劇。

（3）管線主要的失效原因是流動加速腐蝕?；谒俣冗吔鐚优c壁面粗糙度之間的關系，將蝶閥后管線劃分為三個不同的區域，距蝶閥越近腐蝕程度越嚴重。

符 號 說 明

D——管線直徑，mm

d——蝶板厚度，mm

e——絕對粗糙度，m

f——范寧摩擦因數

Re——Reynolds數

ri——管道半徑，m

ub——主體流速，m/s

u*——摩擦速度，m/s

δ——邊界層厚度，m

υ——運動黏度，m2/s