汪江斌,閆婷婷,楊 萍,王修云

(1. 中海石油(中國)有限公司 深圳分公司，深圳 518000； 2. 安科工程技術(shù)研究院(北京)有限公司，北京 100083)

海底管線(海管)作為海底原油輸送的動脈，其運(yùn)行狀態(tài)直接關(guān)系到油田的正常生產(chǎn)，海管一旦發(fā)生泄漏，不僅會引起設(shè)備更換、平臺停產(chǎn)等巨大的經(jīng)濟(jì)損失，還會造成嚴(yán)重的環(huán)境污染。據(jù)統(tǒng)計，1986-2016年間中海油有37%管道故障是腐蝕導(dǎo)致的，尤其是多相流混輸管道，其腐蝕問題更為突出[1]。由于海管在海底服役，其監(jiān)測、檢測以及維修的難度要遠(yuǎn)高于陸地管道，一旦發(fā)生腐蝕泄漏將會造成無法估量的損失，因此，掌握海管真實(shí)的腐蝕狀態(tài)和詳實(shí)的腐蝕特征信息變得尤為重要。內(nèi)腐蝕直接評價[2-5]是海管完整性管理[6-10]的重要工作內(nèi)容之一，它通過分析海管的生產(chǎn)數(shù)據(jù)、檢測數(shù)據(jù)、運(yùn)維數(shù)據(jù)等多源數(shù)據(jù)，綜合評判海管內(nèi)腐蝕狀況以及腐蝕剩余壽命，充分評判現(xiàn)有防腐措施的有效性，為后續(xù)海管的腐蝕管理提供有效的管控措施，減少安全事故的發(fā)生。內(nèi)腐蝕直接評價的基本流程包括：預(yù)評價、間接評價、詳細(xì)檢查和后評價。

某海底多相流混輸管線已投產(chǎn)二十余年，因管線結(jié)構(gòu)問題無法進(jìn)行內(nèi)檢測，為了解其內(nèi)腐蝕狀況，參考國際通行的管道內(nèi)腐蝕直接評價方法[11-14]，對該海管的內(nèi)腐蝕風(fēng)險進(jìn)行評價。由于該海管為雙層結(jié)構(gòu)海管，暫無法實(shí)現(xiàn)對內(nèi)管的詳細(xì)壁厚檢查，所以本工作利用室內(nèi)腐蝕模擬試驗(yàn)代替詳細(xì)檢查，以驗(yàn)證評價方法的可靠性。

1 預(yù)評價

預(yù)評價的主要目的是對目標(biāo)管線進(jìn)行數(shù)據(jù)收集與校核，該部分工作一方面為內(nèi)腐蝕直接評價提供數(shù)據(jù)支持，另一方面可對管線設(shè)計、建造、施工和運(yùn)維期間的數(shù)據(jù)進(jìn)行梳理，發(fā)現(xiàn)日常運(yùn)維管理中的問題并及時糾正。預(yù)評價的具體流程如圖1所示。

圖1 預(yù)評價流程Fig.1 Pre-assessment process

該海管投產(chǎn)于1994年，設(shè)計壽命為25 a。管線材質(zhì)為API 5L X70鋼，輸送介質(zhì)為油氣水混輸物。管線為雙層保溫管：外管的外徑355.6 mm，壁厚9.5 mm；內(nèi)管的外徑273.1 mm，壁厚12.7 mm。管線入口溫度89～97 ℃、出口溫度56～78 ℃，入口壓力0.59～0.91 MPa、出口壓力0.35～0.46 MPa。管線日輸量1 798～3 853 m3/d，含水率14%～45%。管內(nèi)腐蝕性氣體CO2和H2S的含量分別為24%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)和0.000 5%?；谏鲜鲂畔⒊醪阶R別該海管的內(nèi)腐蝕風(fēng)險,為間接評價階段提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

2 間接評價

間接評價是基于目標(biāo)管線的數(shù)據(jù)情況，使用內(nèi)腐蝕直接評價模型或軟件對管線的內(nèi)腐蝕風(fēng)險進(jìn)行預(yù)測。按照NACE SP0116-2016標(biāo)準(zhǔn)[14]，評價管線的內(nèi)腐蝕風(fēng)險位置應(yīng)考慮兩個因素：首先從壁厚損失角度分析，根據(jù)管線的流態(tài)變化對目標(biāo)管線進(jìn)行評價分區(qū)，并將每一個評價分區(qū)進(jìn)一步劃分子區(qū)，重點(diǎn)關(guān)注子區(qū)內(nèi)壁厚損失大于其平均值的位置；另一方面，由于多相流海管輸送介質(zhì)中含固體物質(zhì)，需重點(diǎn)關(guān)注流速較低、固態(tài)顆粒易積聚、易發(fā)生結(jié)垢的潛在風(fēng)險位置。通過建立模型對管線內(nèi)輸送介質(zhì)的固體積聚風(fēng)險進(jìn)行判斷。間接評價的具體流程如圖2所示。

圖2 間接評價流程Fig.2 Indirect inspection process

2.1 壁厚損失預(yù)測

根據(jù)該海管的實(shí)際情況，選擇De Waard腐蝕預(yù)測模型和Petalas-Aziz多相流模型分別預(yù)測管線沿里程的腐蝕速率變化和流態(tài)變化[15-16]。首先根據(jù)流態(tài)變化劃分子區(qū)，然后選擇子區(qū)內(nèi)腐蝕速率大于平均值的位置作為重點(diǎn)關(guān)注位置。

海管流態(tài)及腐蝕速率變化趨勢圖如圖3所示，海管的腐蝕速率沿里程呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢，全線流態(tài)以分層流為主，出口附近出現(xiàn)幾處段塞流，根據(jù)流態(tài)變化將全線劃分為6個子區(qū)，計算每個子區(qū)腐蝕速率的平均值，將每個子區(qū)內(nèi)腐蝕速率大于平均值的位置作為重點(diǎn)關(guān)注位置，從壁厚損失角度篩選出的重點(diǎn)關(guān)注位置如圖4所示。

圖3 海管的腐蝕速率-流態(tài)沿里程的變化Fig.3 Change of corrosion rate and flow regime of submarine pipeline along the mileage

圖4 從壁厚損失角度篩選出的重點(diǎn)關(guān)注位置Fig.4 High-risk locations based on wall thickness loss

2.2 固體積聚預(yù)測

對于多相流管道的內(nèi)腐蝕進(jìn)行直接評價，判斷管道是否存在固體積聚的風(fēng)險是標(biāo)準(zhǔn)中明確規(guī)定的必不可少的一個環(huán)節(jié)。而一旦管道內(nèi)出現(xiàn)固體積聚，往往會誘發(fā)管道內(nèi)部產(chǎn)生垢下腐蝕，同時也為細(xì)菌提供適宜的生長環(huán)境從而加重管道的細(xì)菌腐蝕。因此，借助適宜的多相流模型對管道內(nèi)介質(zhì)的固體積聚情況進(jìn)行模擬，對于多相流混輸介質(zhì)管道內(nèi)腐蝕直接評價至關(guān)重要。但混輸介質(zhì)管道的內(nèi)腐蝕直接評價起步較晚，現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)中并沒有明確給出混輸介質(zhì)固體積聚預(yù)測的推薦方法和模型，因此下文參考幾種常用的公式分析目標(biāo)管道的固體積聚風(fēng)險。

目標(biāo)多相流海管輸送介質(zhì)中含有少量砂，砂的粒徑分布范圍如表1所示?？芍摵９軆?nèi)砂粒徑范圍在0.09～2.00 mm，砂密度為2 700 kg/m3(花崗巖材質(zhì))，砂在海管流動介質(zhì)中的體積分?jǐn)?shù)約為0.003%。

預(yù)測砂沉積的臨界流速是判斷海管中是否會發(fā)生砂沉積的關(guān)鍵。若實(shí)際運(yùn)行中海管內(nèi)水相流速大于砂沉積的臨界流速，則水可以把砂攜帶走而不會發(fā)生砂沉積；反之，若海管內(nèi)實(shí)際水相流速小于砂沉積臨界流速則會發(fā)生砂沉積。

因海管中砂粒徑是不均勻的，因此可認(rèn)為海管輸送的是非均勻的混合粒徑漿體，對于這種非均質(zhì)流體，其臨界流速目前有多種計算公式，其適用范圍有所不同，目前還沒有統(tǒng)一的公式。本工作選用了比較常見的幾種公式[17]對海管中砂沉積臨界流速進(jìn)行了預(yù)測，計算結(jié)果如表2所示。

表1 海管內(nèi)砂粒徑分布Tab. 1 Particle size distribution in submarine pipeline

根據(jù)NACE SP 0208-2008標(biāo)準(zhǔn)[13]推薦模型計算得到管線沿里程的水相流速為0.35～0.54m/s，將水相流速與砂沉積臨界流速(為突出砂沉積高風(fēng)險位置，取3種模型中計算結(jié)果最小的值)對比，見圖5。小于砂沉積臨界流速的位置有發(fā)生砂沉積風(fēng)險，根據(jù)該原則篩選出砂沉積位置如圖6所示。

表2 海管內(nèi)砂沉積臨界流速Tab. 2 Critical flow rate of sand deposition in submarine pipeline

圖5 水相流速與砂沉積臨界流速對比Fig.5 Water flow rate vs critical flow rate of sand deposition

2.3 高風(fēng)險位置

參考NACE SP0116-2016標(biāo)準(zhǔn)[14]，綜合考慮管線沿里程的腐蝕速率/壁厚損失、流態(tài)、固體積聚、溫度、壓力、流速等參數(shù)確定最終的內(nèi)腐蝕高風(fēng)險位置。針對目標(biāo)海管，考慮上述因素共篩選出13處內(nèi)腐蝕高風(fēng)險位置，其沿里程分布如圖7所示。建議后續(xù)對這13處位置進(jìn)行重點(diǎn)關(guān)注，條件允許的情況下開展水下檢測，由被動維修變主動防御，保障海管的安全運(yùn)行。

圖6 砂沉積高風(fēng)險位置分布Fig.6 High-risk location distribution of sand deposition

圖7 海管內(nèi)腐蝕高風(fēng)險位置的分布Fig.7 High-risk location distribution of internal corrosion in submarine pipeline

3 腐蝕模擬試驗(yàn)

內(nèi)腐蝕直接評價的第三步為詳細(xì)檢查，即開挖管道利用超聲波測厚等手段實(shí)際檢查管線的剩余壁厚，與預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證。但因目標(biāo)海管為雙層保溫管，無法直接對內(nèi)管進(jìn)行常規(guī)的詳細(xì)檢查。本工作通過腐蝕模擬試驗(yàn)的方法獲取海管的內(nèi)腐蝕速率，同時結(jié)合海管的運(yùn)行年限推測海管的壁厚減薄量，并與軟件預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對比分析，進(jìn)而驗(yàn)證預(yù)測結(jié)果的準(zhǔn)確性。

參照ASTM G170-2006標(biāo)準(zhǔn)[18]在高溫高壓反應(yīng)釜中模擬實(shí)際工況環(huán)境進(jìn)行腐蝕模擬試驗(yàn)，研究X70管線鋼的腐蝕行為，試驗(yàn)周期為7 d，具體參數(shù)及結(jié)果如表3所示。結(jié)果表明，試驗(yàn)所得腐蝕速率與軟件預(yù)測結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了評估模型的準(zhǔn)確性。圖8和圖9分別為X70管線鋼表面宏微觀腐蝕形貌。結(jié)果表明，此試驗(yàn)條件下，X70管線鋼發(fā)生的是均勻腐蝕，無點(diǎn)蝕現(xiàn)象。

表3 腐蝕模擬試驗(yàn)參數(shù)及結(jié)果Tab. 3 Parameters and results of corrosion simulation experiment

(a) 入口水樣 (b) 出口水樣圖8 在不同水樣中腐蝕后X70管線鋼表面宏觀形貌Fig.8 Macroscopic morphology of surface of X70 pipeline steel after corrosion in inlet water (a) and outlet water (b)

4 后評價

通過對比分析腐蝕模擬試驗(yàn)結(jié)果和腐蝕預(yù)測結(jié)果發(fā)現(xiàn)，預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，表明本次選用的評價模型適用于目標(biāo)海管。基于預(yù)測得到的壁厚損失，參照DNV-RP-F101-2017標(biāo)準(zhǔn)[19]計算目標(biāo)海管的剩余強(qiáng)度，當(dāng)前工況下，該海管失效壓力為47 MPa，遠(yuǎn)高于設(shè)計壓力，即目標(biāo)海管的剩余強(qiáng)度未受到影響。假設(shè)海管按照當(dāng)前最高腐蝕速率繼續(xù)發(fā)展，其剩余壽命為9 a。根據(jù)ASME B31.8S-2016[20]和NACE SP0110-2010標(biāo)準(zhǔn)[12]規(guī)定，最大再評價周期為剩余壽命的一半，即該海管再評估周期為4.5 a。

(a) 入口水樣

(b) 出口水樣圖9 在不同水樣中腐蝕后X70管線鋼表面微觀形貌Fig.9 Microscopic morphology of surface of X70 pipeline steel after corrosion in inlet water (a) and outlet water (b)

5 結(jié)論

采用多相流管線內(nèi)腐蝕直接評估方法對某海管進(jìn)行了評價。參考NACE SP0116-2016標(biāo)準(zhǔn)，從壁厚損失預(yù)測和固體積聚預(yù)測兩個角度綜合判斷海管的內(nèi)腐蝕高風(fēng)險位置。通過腐蝕模擬試驗(yàn)驗(yàn)證了預(yù)測結(jié)果的準(zhǔn)確性。預(yù)測結(jié)果顯示目前該海管存在內(nèi)腐蝕，但其剩余強(qiáng)度暫未受到影響，剩余壽命為9 a，再評估周期為4.5 a。