胡 軍* 張湘躍 李艷麗 郝 林 張少洋

（中海油安全技術(shù)服務(wù)有限公司）

0 引言

管道頂部腐蝕（TLC）是指在濕氣輸送過(guò)程中，管壁溫度低于天然氣的水露點(diǎn)，導(dǎo)致水蒸氣在管頂內(nèi)壁冷凝結(jié)為水珠，濕氣中的CO2、H2S、乙酸等腐蝕性介質(zhì)溶解于冷凝水，形成具有腐蝕性的溶液而造成腐蝕。1959 年，法國(guó)LACQ 石油公司最早發(fā)現(xiàn)了輸氣管道的頂部腐蝕現(xiàn)象，之后加拿大、印度尼西亞以及美國(guó)等地的氣田均發(fā)現(xiàn)了輸氣管道嚴(yán)重的頂部腐蝕[1]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)的海底輸氣管道中陸續(xù)發(fā)現(xiàn)了一些管頂腐蝕情況，影響設(shè)備正常運(yùn)行。由于海底輸氣管道所處的環(huán)境與陸地相比更為惡劣，管道維修檢較為困難，因此，合理預(yù)測(cè)管道頂部腐蝕情況并采取措施予以控制，對(duì)于保障海底輸氣管道安全運(yùn)行至關(guān)重要。

1 頂部腐蝕機(jī)理

1.1 頂部腐蝕機(jī)理研究進(jìn)展

國(guó)外對(duì)頂部腐蝕的研究起步較早，主要包括頂部腐蝕反應(yīng)機(jī)理研究、緩蝕劑效果研究和檢測(cè)技術(shù)等方面的研究。國(guó)內(nèi)對(duì)頂部腐蝕的研究起步較晚，近年來(lái)，主要研究?jī)?nèi)容包括頂部腐蝕形貌和腐蝕速率研究、頂部腐蝕檢測(cè)方法等方面，面對(duì)于頂部腐蝕的機(jī)理方面的研究較少。

當(dāng)前較為流行的頂部腐蝕的機(jī)理模型主要包括膜狀冷凝機(jī)理模型和珠狀冷凝機(jī)理模型[2-4]。

（1） 膜狀冷凝機(jī)理模型

1991 年，Dewaard 等建立了的水冷凝速率經(jīng)驗(yàn)公式，但是其預(yù)測(cè)結(jié)果與測(cè)試結(jié)果差別較大，效果不佳；2000 年，Pots 等建立了包含冷凝速率的頂部腐蝕預(yù)測(cè)模型，但無(wú)法計(jì)算出準(zhǔn)確的腐蝕速率；2003 年，Vitse 等建立了頂部腐蝕速率的半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，該模型考慮了熱量和質(zhì)量傳遞對(duì)水冷凝速率的影響，但是該模型的冷凝速率預(yù)測(cè)仍存在一定偏差，未得到大范圍推廣。

（2）珠狀冷凝機(jī)理模型

2008 年，Ziru Zhang 建立了珠狀冷凝的頂部腐蝕機(jī)理模型，該模型可以預(yù)測(cè)滴狀冷凝速率和均勻腐蝕速率隨時(shí)間的演變情況，通過(guò)與現(xiàn)場(chǎng)攝像機(jī)記錄的大型環(huán)路實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的腐蝕和冷凝結(jié)果比較，該模型在預(yù)測(cè)冷凝速率、一般腐蝕速率和冷凝狀態(tài)方面，結(jié)果比較令人滿(mǎn)意；但是，在局部腐蝕的預(yù)測(cè)方面，該模型還需要進(jìn)一步驗(yàn)證。

近年來(lái)的實(shí)驗(yàn)研究表明，管道頂部腐蝕的機(jī)理為珠狀冷凝腐蝕的可能性更大一些。本文將以珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型為基礎(chǔ)，對(duì)濕氣管道頂部腐蝕速率預(yù)測(cè)進(jìn)行研究。

1.2 珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型

珠狀冷凝的頂部腐蝕機(jī)理主要包括頂部冷凝模型和電化學(xué)腐蝕模型2 部分[5]。

1.2.1 頂部冷凝模型

頂部冷凝是指由于管道內(nèi)外溫度差導(dǎo)致熱量損失，水蒸氣在管壁上凝結(jié)成水珠的現(xiàn)象。其遵循兩個(gè)基本原則：能量守恒原則和質(zhì)量守恒原則。頂部冷凝模型主要包括：（1）建立凝結(jié)水滴半徑模型，根據(jù)公式計(jì)算得到管頂凝結(jié)水滴的最小半徑，再建立力學(xué)平衡方程，判斷水滴是滴落還是滑落；（2）建立能量守恒模型，管內(nèi)存在熱傳遞和凝結(jié)換熱過(guò)程，水滴、管壁及保溫層內(nèi)存在熱傳遞等過(guò)程；（3）建立質(zhì)量守恒模型，計(jì)算得到得到凝結(jié)速率。

1.2.2 電化學(xué)腐蝕模型

頂部腐蝕過(guò)程的本質(zhì)是電化學(xué)反應(yīng)。其腐蝕速率與金屬表面的離子濃度有關(guān)，也與溶劑中的離子濃度有關(guān)。其化學(xué)反應(yīng)模型主要從以下幾個(gè)方面進(jìn)行分析：（1）氣體的溶解及電離過(guò)程；（2）離子從溶液本體向金屬表面移動(dòng)過(guò)程；（3）金屬表面鐵離子（Fe2+）流失過(guò)程，即腐蝕過(guò)程；（4）金屬表面FeCO3膜生成，即鈍化過(guò)程。通過(guò)計(jì)算可以得到腐蝕電流密度，并推算出腐蝕速率。

基于珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型，使用Python語(yǔ)言將管頂腐蝕的分析流程編制成可執(zhí)行的程序，工作界面如圖1 所示。

圖1 濕氣管道頂部腐蝕計(jì)算程序的工作界面

2 某濕氣管道頂部腐蝕預(yù)測(cè)

本文以渤海地區(qū)某濕氣管道為例開(kāi)展研究工作。該管道于1993 年投產(chǎn)，長(zhǎng)度約50 km，近年來(lái)的多次管內(nèi)檢測(cè)中，發(fā)現(xiàn)有一定程度的頂部腐蝕。其中，2020 年的漏磁內(nèi)檢測(cè)時(shí)發(fā)現(xiàn)的內(nèi)部金屬損失缺陷的時(shí)鐘方位如圖2 所示。

圖2 渤海某濕氣管道漏磁內(nèi)檢測(cè)內(nèi)部金屬損失缺陷的時(shí)鐘方位

該管道外徑為323.85 mm，壁厚為10.31 mm，材質(zhì)為API5L X52。近年的典型運(yùn)行工況為：輸氣量為1 447 350 Nm3/d，入口壓力為5.54 MPa，入口溫度為26 ℃，出口壓力為4.4 MPa，出口溫度為10 ℃，介質(zhì)中添加乙二醇防止水產(chǎn)生合物。該管道的氣體組分檢測(cè)結(jié)果顯示，其主要成分是CH4，主要腐蝕物質(zhì)為CO2。

將上述參數(shù)輸入濕氣管道頂部腐蝕計(jì)算程序中，得到計(jì)算結(jié)果如圖3 所示，該管道的頂部腐蝕速率為0.691 5 mm/a。

圖3 通過(guò)頂部腐蝕計(jì)算程序得到的腐蝕速率

3 某濕氣管道的腐蝕速率綜合分析

3.1 內(nèi)檢測(cè)發(fā)現(xiàn)的頂部腐蝕缺陷分析

根據(jù)2020 年的漏磁內(nèi)檢測(cè)數(shù)據(jù)并結(jié)合圖2 可知，該濕氣管道的前半部分頂部腐蝕現(xiàn)象較為集中，這主要由于是前半部分管道溫降快，頂部水滴凝結(jié)較快。該管道頂部腐蝕最嚴(yán)重的點(diǎn)位發(fā)生在約6 km位置，時(shí)鐘方向?yàn)?0:22，腐蝕深度為23%，即2.37 mm。因此可以推算出該管道頂部腐蝕的平均腐蝕速率為0.085 mm/a。

該濕氣管道在2018 年也曾開(kāi)展過(guò)漏磁內(nèi)檢測(cè)，通過(guò)比對(duì)2018 年和2020 年的內(nèi)檢測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，2020年新增多處內(nèi)腐蝕缺陷，腐蝕深度為10%～14%，且沿周向均有分布，因此可以推算出該管道在2018年—2020 年期間頂部腐蝕發(fā)生的平均腐蝕速率為0.52～0.72 mm/a。

3.2 基于NORSORK M506的CO2腐蝕速率預(yù)測(cè)

CO2分壓對(duì)腐蝕的影響比較顯著，國(guó)內(nèi)外均有很多比較成熟的計(jì)算模型對(duì)CO2腐蝕進(jìn)行評(píng)估，如Dewaard-Milliams 模 型、B1Mishra 預(yù) 測(cè) 模 型 和NORSOK M506 模型[6]，本文使用NORSOK M506 模型來(lái)估算管道的CO2腐蝕速率。選取與前文相同的計(jì)算參數(shù)，通過(guò)計(jì)算得到以下結(jié)果：在管道入口附近，無(wú)緩蝕劑的情況下，腐蝕速率可達(dá)到0.71 mm/a；加入乙二醇時(shí)，腐蝕速率為0.17 mm/a。

3.3 內(nèi)腐蝕綜合分析

將該管道基于漏磁內(nèi)檢測(cè)的腐蝕速率計(jì)算結(jié)果、基于NORSORK M-506 模型得到的CO2腐蝕速率預(yù)測(cè)結(jié)果、基于珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型的預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如表1 所示。

表1 某濕氣管道的內(nèi)腐蝕綜合分析

（1）使用內(nèi)檢測(cè)數(shù)據(jù)估算頂部腐蝕速率時(shí)，假設(shè)管道從運(yùn)行至今腐蝕速率不變。該管道投產(chǎn)運(yùn)行已超過(guò)20 a，無(wú)論是管道的運(yùn)行壓力、溫度、輸氣量等參數(shù)，還是輸送的介質(zhì)的組分，在運(yùn)行期間均產(chǎn)生了一定程度的變化。因此，經(jīng)分析認(rèn)為，應(yīng)比對(duì)多次內(nèi)檢測(cè)數(shù)據(jù)，綜合分析管道各位置的腐蝕缺陷特征，從而獲得更準(zhǔn)確的腐蝕速率數(shù)據(jù)。

（2）對(duì)2 次漏磁內(nèi)檢測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析后可知，近兩年新增內(nèi)腐蝕缺陷的腐蝕速率為0.52～0.72 mm/a；基于NORSORK M506 預(yù)測(cè)得到的管道內(nèi)腐蝕速率為0.17～0.71 mm/a，基于珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型的預(yù)測(cè)得到的頂部腐蝕速率為0.691 5 mm/a，這3 種方法的分析結(jié)果比較接近。

（3）本文研究的某濕氣管道介質(zhì)中加注了乙二醇以避免產(chǎn)生水合物。大量研究表明，乙二醇對(duì)CO2均勻腐蝕具有抑制作用[7]；在頂部腐蝕的研究中，認(rèn)為當(dāng)管道介質(zhì)中有乙二醇時(shí)，能夠降低水蒸氣分壓，從而減小冷凝率和TLC 發(fā)生，有效減小有機(jī)酸的腐蝕速率[8]。本文使用的基于珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型暫時(shí)未考慮乙二醇及其他化學(xué)藥劑對(duì)頂部腐蝕的影響，計(jì)算得到的腐蝕速率可能偏大。

（4）本文研究的某濕氣管道較長(zhǎng)，沿途的壓降、溫降和水滴凝結(jié)等參數(shù)將會(huì)對(duì)腐蝕速率的預(yù)測(cè)造成一定影響，本次研究中暫未對(duì)該管道進(jìn)行詳細(xì)分段，后續(xù)將開(kāi)展更為詳細(xì)地計(jì)算和分析。

4 結(jié)語(yǔ)

本文介紹了頂部腐蝕機(jī)理研究進(jìn)展情況，以珠狀冷凝頂部腐蝕機(jī)理模型為基礎(chǔ)，開(kāi)發(fā)了頂部腐蝕速率預(yù)測(cè)的計(jì)算程序。以渤海某濕氣管道中，應(yīng)用該程序計(jì)算了頂部腐蝕速率，并與該管道內(nèi)檢測(cè)推算的腐蝕速率、及基于NORSORK M506 模型評(píng)估得到的COv腐蝕速率預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，認(rèn)為幾種方法的分析結(jié)果比較接近，可輔助預(yù)測(cè)濕氣管道頂部腐蝕情況。但是該模型未考慮乙二醇及其他化學(xué)藥劑對(duì)頂部腐蝕的影響，將來(lái)將深入研究水和乙二醇等化學(xué)藥劑的合同冷凝機(jī)理，及其對(duì)頂部腐蝕的影響情況。此外，本文未對(duì)管道進(jìn)行分段，后續(xù)將綜合考慮管道路由區(qū)域、高程等情況對(duì)管道進(jìn)行分段，開(kāi)展更為詳細(xì)地計(jì)算和分析。