萬里平 王柏輝 謝萌 胡成 文云飛

(1.西南石油大學油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室 2.華北石油管理局有限公司江蘇儲氣庫分公司)

0 引 言

鹽穴型地下儲氣庫(以下稱“鹽穴儲氣庫”)是將天然氣儲存在人工融鹽后形成的腔體中的一種地下設(shè)施，其靈活、高效的調(diào)配能力使之得到廣泛使用[1-6]。之前，國內(nèi)外多以柴油作為阻溶劑，但其成本高、對環(huán)境污染大，為解決此問題，現(xiàn)采用氮氣代替柴油，作為鹽穴儲氣庫造腔過程中的阻溶劑[7-11]。在氮氣阻溶過程中，引起管柱腐蝕的因素有多方面：①井筒溫度變化[12-13]；②井筒壓力變化[14]；③管柱材質(zhì)不同[15]；④含氧量。被腐蝕后的管柱壁厚將減薄，其承載能力將減小，甚至會發(fā)生管柱斷脫失效、油套管柱擠毀的風險[16-18]。

目前國內(nèi)對氧腐蝕的研究已有一定進展。厲嘉濱等[18]研究了不同工況下高溫高壓蒸汽對熱采井管柱的腐蝕，得到控制高溫腐蝕最主要的辦法即是控制含水和氧含量。李曉東[19]研究了注空氣過程中井下管柱氧腐蝕規(guī)律及防護，結(jié)果顯示，氧分壓越高，N80油套管柱的腐蝕速率增加越明顯。所以，含氧量是導致井下管柱發(fā)生腐蝕的重要因素。

上述研究均未考慮鹽穴儲氣庫氮氣作阻溶劑條件下的管柱腐蝕磨損與服役情況，且目前關(guān)于此方面的研究也不多見。鑒于此，筆者選用N80鋼作為試驗試樣，針對不同氮氣純度條件下管柱腐蝕情況進行模擬研究，明確N80鋼材的腐蝕規(guī)律，并根據(jù)試驗結(jié)果對井下管柱進行服役年限評估，為后期氮氣阻溶工作開展提供數(shù)據(jù)支撐，保障鹽穴儲氣庫的安全平穩(wěn)運行。

1 試驗部分

1.1 試驗準備及試驗裝置

試驗材質(zhì)選行業(yè)常用的N80鋼[20]，從管體材料上取樣，用直讀光譜儀和紅外碳硫分析儀確定樣品的化學組成及相對含量，結(jié)果見表1。將金屬試片加工成40 mm×10 mm×3 mm的長方體，在試片上方鉆一個直徑為3 mm的小圓孔，用于試片的安裝。試片的安裝采用螺栓連接，固定于釜體旋轉(zhuǎn)桿上部和下部，其中上部為氣相腐蝕，下部為液相腐蝕。

表1 N80油套管柱化學組成的質(zhì)量分數(shù) %

腐蝕介質(zhì)：模擬地層水+不同純度的氮氣。配制1 L地層水需要添加的化學試劑為：297 g NaCl+9.05 g Na2SO4+0.69 g CaCl2+0.02 g MgCl2，配制的地層水礦化度為306 760 mg/L。

清洗液配方：六亞甲基四胺10 g+鹽酸100 mL+加去離子水至1 L。

主要試驗設(shè)備為GSH-1/10型強磁力攪拌高溫高壓反應釜、JD210-4P型電子天平、YB5002B型電子游標卡尺、氧氣瓶、氮氣瓶以及866A型數(shù)顯電熱恒溫鼓風干燥箱。

1.2 試驗方法

主要試驗步驟如下：

(1)分別用180#、320#、600#和1000#金相砂紙將試片逐級打磨至鏡面，用游標卡尺測量試片的尺寸，測量3次，取平均值，記錄數(shù)據(jù)。

(2)用浸潤無水乙醇的棉球擦拭試片，吹干后放入干燥器中干燥，用電子天平(精度0.000 1 g)稱量至恒重，記錄數(shù)據(jù)。

(3)試驗條件下，將試片分別懸掛在氣相和液相腐蝕介質(zhì)中，待腐蝕反應5 d(120 h)后取出。

(4)用自來水沖洗后將其放入清洗液中浸泡3～5 min，再用自來水沖洗至試片表面光潔，用布條擦干試片。

(5)用浸潤無水乙醇的棉球擦拭試片，吹干后放入干燥器中干燥，用電子天平稱量至恒重，記錄數(shù)據(jù)。

(6)根據(jù)試片腐蝕前后質(zhì)量差計算出年腐蝕速率，計算式如下：

(1)

式中：va為年腐蝕速率，mm/a；C為換算因子，其值為8.76×104；Δm為試片腐蝕前后的質(zhì)量差，g；ρ為金屬試片的密度，g/cm3；A為金屬試片的表面積，cm2；Δt為腐蝕時間，h。

(7)每組試驗同時測試氣相和液相腐蝕速率，且氣相和液相腐蝕試片均為3塊，取3個腐蝕速率的平均值作為各自的試驗結(jié)果。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 腐蝕速率

液相環(huán)境中(總壓為14 MPa，溫度為40 ℃)，不同氮氣純度工況下N80鋼試片的宏觀腐蝕形貌見圖1。從圖1可以看出：氮氣純度為99.9%、95.0%、90.0%和78.0%時，試片表面被一層棕紅色腐蝕產(chǎn)物覆蓋，有部分基體裸露，且氮氣純度為78.0%時(模擬空氣注入)，試片表面凹凸不平，有明顯的點蝕坑；氮氣純度為99.9%時，試片表面失去光澤，較平整，無大面積棕紅色腐蝕產(chǎn)物附著。

圖1 液相環(huán)境不同氮氣純度下N80鋼試片的宏觀腐蝕形貌

氣相環(huán)境中，不同工況下N80鋼試片的宏觀腐蝕形貌見圖2。由圖2可以看出：各工況下，N80鋼試片在氣相環(huán)境中均為輕度腐蝕；氮氣純度為78.0%時，試片表面有少許的紅色腐蝕產(chǎn)物；氮氣純度為95.0%和90.0%時，圓孔周圍有輕微的點蝕痕跡，但試片表面仍有光澤；氮氣純度為99.9%時，試片幾乎沒有腐蝕痕跡。

圖2 氣相環(huán)境不同氮氣純度下N80鋼試片的宏觀腐蝕形貌

不同工況下，液相、氣相環(huán)境中N80鋼試片腐蝕速率的變化趨勢見圖3。

圖3 氮氣純度與N80鋼試片的液相/氣相腐蝕速率關(guān)系

由圖3可知：試驗條件下，試片在氣相環(huán)境中的均勻腐蝕速率均小于液相環(huán)境中的均勻腐蝕速率，且均小于油田腐蝕控制指標0.076 mm/a；隨著氮氣純度的升高，氮氣中氧含量逐漸降低，氣相腐蝕速率逐漸較小，在氮氣純度為78.0%時達到最大值0.017 6 mm/a，故氮氣純度對氣相腐蝕速率影響不大；隨著氮氣純度的升高，液相腐蝕速率逐漸降低，氮氣純度在78.0%～95.0%范圍內(nèi)，試片的液相腐蝕嚴重，氮氣純度為99.9%時其腐蝕速率低于0.076 mm/a。

2.2 腐蝕產(chǎn)物及形貌分析

對液相腐蝕產(chǎn)物進行SEM形貌分析以及X射線熒光光譜(XRF)、X射線衍射(XRD)表征分析，結(jié)果如圖4所示。由圖4a和圖4b可以看出，試片表面有大量致密的片狀腐蝕產(chǎn)物堆積。由圖4c和圖4d可知，腐蝕產(chǎn)物中氧元素含量較多，其主要為鐵的氧化物以及少量的鈣鹽。同時氧氣的分壓為0.7 MPa(氮氣純度95.0%，總壓14 MPa)，認為該體系腐蝕產(chǎn)物主要是Fe2O3和FeOOH[16]。

圖4 液相環(huán)境95%氮氣純度下N80鋼腐蝕產(chǎn)物微觀分析圖

3 井下管柱安全服役壽命評估

腐蝕嚴重影響管柱的承載能力。減小管柱的壁厚，降低其強度，當強度降低至安全值以下時，發(fā)生管柱斷脫失效及擠毀的風險增加，管柱的安全服役壽命縮短。因此，以模擬工況下的腐蝕試驗結(jié)果為基礎(chǔ)，并結(jié)合現(xiàn)場井下管柱數(shù)據(jù)，進行安全服役壽命評估。以國內(nèi)某井為例，其管柱信息如下：外管外徑177.8 mm，標稱壁厚9.19 mm；內(nèi)管外徑144.3 mm，標稱壁厚6.88 mm；均為N80鋼，屈服強度552 MPa，內(nèi)壁外側(cè)鹵水密度1.3 g/cm3，內(nèi)管內(nèi)側(cè)清水密度1.0 g/cm3，井深1 100 m，井口最大工作壓力7 MPa。

3.1 剩余強度計算方法

前述試驗中，試片沒有明顯的局部腐蝕現(xiàn)象，因此采用均勻腐蝕速率數(shù)據(jù)進行腐蝕壽命預測。參考API 5C3—2018《油套管柱、油管、鉆桿和管線性能的計算和公式公告》。

3.1.1 剩余抗拉強度

API 5C3標準給出油套管柱在均勻腐蝕的情況下，依據(jù)均勻腐蝕速率計算其剩余抗拉強度的方法。服役壽命t后的軸向拉力T為：

(2)

管柱應滿足的服役條件是材料的屈服強度大于軸向應力，即：

(3)

所以管柱的剩余抗拉強度為：

(4)

式中：T為管柱軸向抗拉強度，kN；t為管柱服役壽命，a；v為管柱腐蝕速率，mm/a；σ為管柱服役壽命t后軸向應力，MPa；S為管柱服役壽命t后橫截面積，cm2；R為原始管柱外徑，mm；r0為原始管柱內(nèi)徑，mm；σy為油套管柱屈服強度，MPa。

在整個儲氣庫造腔周期內(nèi)，由于重力作用，管柱給自身施加一定的軸向拉力。計算公式為：

T=ρ1g(L-z)

(5)

式中：ρ1為油管線密度，kg/m；L為油管長度，m；z為計算點深度，m。

3.1.2 剩余抗內(nèi)壓強度

根據(jù)API 5C3標準在均勻腐蝕的情況下，通過均勻腐蝕速率計算油套管柱剩余抗內(nèi)壓強度。腐蝕時間t后的油套管柱軸向應力為：

(6)

當油套管柱的軸向應力大于其屈服強度σy時，油套管柱將失效，故油套管柱抗內(nèi)壓強度為：

(7)

式中：δ為服役壽命t后油套管柱名義壁厚，mm；pi為油套管柱受到的內(nèi)壓力，MPa；pbo為油套管柱的抗內(nèi)壓強度，MPa。

3.1.3 剩余抗擠強度

根據(jù)API 5C3標準，在均勻腐蝕的情況下計算油套管柱剩余抗擠強度，假設(shè)油套管柱受到的外擠力為po，則其受到的外擠應力為：

(8)

式中：δo為油管管柱原始壁厚，mm；σ′為油套管柱受到的外擠應力，MPa。

均勻腐蝕情況下，依據(jù)均勻腐蝕速率計算。油套管柱服役壽命t后其壁厚為δ=δo-vt。當油套管柱外擠應力大于或等于材料屈服強度時，其抗擠強度為：

(9)

式中：pco為油套管柱抗擠強度，MPa。

3.2 管柱腐蝕壽命預測

3.2.1 考慮剩余抗拉安全系數(shù)的壽命評估

由試驗結(jié)果可見，當溫度和壓力相同，氮氣純度不同時，N80鋼試片的腐蝕速率不同。當?shù)獨饧兌仍龃螅鯘舛戎饾u降低時，試片的腐蝕速率逐漸減小。通過對管柱基礎(chǔ)數(shù)據(jù)處理，計算出不同工況下的剩余抗拉強度及安全系數(shù)，并得出考慮剩余抗拉安全系數(shù)與服役壽命之間的關(guān)系，結(jié)果如圖5所示。

圖5 內(nèi)管抗拉安全系數(shù)隨服役壽命的變化關(guān)系

由圖5可知：抗拉安全系數(shù)隨著服役壽命的延長而降低；注氮氣純度越高，則管柱抗拉安全系數(shù)隨服役壽命的延長而降低，下降趨勢越緩慢，油套管柱的安全服役壽命越長。

3.2.2 考慮剩余抗內(nèi)壓安全系數(shù)的壽命評估

依據(jù)水的注入方式及水在鹽穴腔體內(nèi)流動方向的不同，又可將造腔過程分為正循環(huán)造腔和反循環(huán)造腔，見圖6。正循環(huán)造腔是指從中心管注入淡水，水由腔體底部向上流動，鹵水經(jīng)中間管排出腔體；反循環(huán)造腔是指從中間管注入淡水，水由腔體頂部向下流動，鹵水經(jīng)中心管排出腔體。

圖6 鹽穴儲氣庫氮氣阻溶造腔正、反循環(huán)圖

正循環(huán)造腔時，內(nèi)管只考慮抗內(nèi)壓強度，外管也受到內(nèi)壓強度作用，通過對管柱基礎(chǔ)數(shù)據(jù)處理，計算出不同工況下的剩余抗內(nèi)壓強度及安全系數(shù)，并分別得出抗內(nèi)壓安全系數(shù)與服役壽命之間的關(guān)系，結(jié)果如圖7和圖8所示。

由圖7和圖8可知，內(nèi)管和外管的抗內(nèi)壓安全系數(shù)均隨服役壽命的延長而降低；注氮氣純度越高，其下降趨勢越緩慢。

圖7 正循環(huán)內(nèi)管抗內(nèi)壓安全系數(shù)隨服役壽命的變化關(guān)系

圖8 正循環(huán)外管抗內(nèi)壓安全系數(shù)隨服役壽命的變化關(guān)系

反循環(huán)造腔時，外管因與油套管柱固井，不考慮其抗擠強度，只考慮外管抗內(nèi)壓強度，結(jié)果如圖9所示。

由圖9可知：外管抗內(nèi)壓安全系數(shù)隨著服役壽命的延長而降低；提高注入氮氣的純度，外管抗內(nèi)壓安全系數(shù)隨服役壽命的延長而下降的趨勢減緩。

圖9 反循環(huán)外管抗內(nèi)壓安全系數(shù)隨服役壽命的變化關(guān)系

3.2.3 考慮剩余抗擠安全系數(shù)的壽命評估

反循環(huán)造腔時，內(nèi)管只考慮抗擠強度，并計算出不同工況下，內(nèi)管的剩余抗擠強度及安全系數(shù)，得出抗擠安全系數(shù)與服役年限之間的關(guān)系，如圖10所示。由圖10可知：反循環(huán)工況下內(nèi)管的抗擠安全系數(shù)數(shù)隨服役壽命的延長而降低；注氮氣純度增加后，其下降趨勢減緩。

圖10 反循環(huán)內(nèi)管抗擠安全系數(shù)隨服役壽命的變化關(guān)系

3.2.4 不同工況下內(nèi)、外管腐蝕壽命對比

不同工況下，考慮抗拉、抗內(nèi)壓和抗擠安全系數(shù)的內(nèi)管服役壽命如圖11所示。

圖11 不同工況下內(nèi)管服役壽命

綜合考慮內(nèi)管抗拉安全系數(shù)、抗內(nèi)壓安全系數(shù)和抗擠安全系數(shù)的壽命預測結(jié)果：①當?shù)獨饧兌葹?8.0%時，內(nèi)管在3種工況下的服役壽命均不足5 a，隨著注氮氣純度的增大，服役壽命均逐漸延長；②考慮抗擠安全系數(shù)的預測壽命略短于考慮抗拉安全系數(shù)的預測壽命和考慮抗內(nèi)壓安全系數(shù)的預測壽命，內(nèi)管此時可能會先發(fā)生破裂；③當?shù)獨饧兌仍龃蟮?9.9%時，3種工況下內(nèi)管的安全服役壽命均超過28 a(僅考慮均勻腐蝕)。

不同工況下考慮抗內(nèi)壓安全系數(shù)，外管正、反循環(huán)服役壽命如圖12所示。

圖12 不同工況下外管服役壽命

綜合考慮基于正循環(huán)和反循環(huán)的抗內(nèi)壓安全系數(shù)壽命預測結(jié)果：①當?shù)獨饧兌葹?8.0%時，外管在正循環(huán)和反循環(huán)作業(yè)時的服役壽命均不足7 a，隨著注氮氣純度的增大，服役壽命均逐漸延長；②反循環(huán)時外管的預測壽命略短于正循環(huán)時的預測壽命，反循環(huán)時外管可能會先發(fā)生破裂；③當?shù)獨饧兌仍龃蟮?9.9%時，正、反循環(huán)作業(yè)下外管的安全服役壽命均超過30 a(僅考慮均勻腐蝕)。

4 結(jié)論與建議

(1)在總壓為14 MPa，溫度為40 ℃工況時，不同氮氣純度條件下，隨著氮氣純度的增加，液相腐蝕速率逐漸降低，氮氣純度在78.0%～95.0%范圍內(nèi)時，N80鋼的液相腐蝕嚴重，應注意管材的防腐；液氮環(huán)境中(氮氣純度為99.9%)，N80鋼的液相腐蝕速率低于0.076 mm/a，可不考慮管材的腐蝕影響；試驗條件下，N80鋼在氣相環(huán)境中的均勻腐蝕速率均小于液相環(huán)境中的均勻腐蝕速率，且均小于油田腐蝕控制指標0.076 mm/a。其腐蝕產(chǎn)物主要為Fe2O3和FeOOH。

(2)外管的安全服役年限較內(nèi)管長，在78.0%氮氣純度工況下，內(nèi)管考慮抗拉、抗內(nèi)壓和抗擠安全系數(shù)的服役壽命均不足5 a，外管考慮抗內(nèi)壓安全系數(shù)的服役壽命在6.5 a以上；隨著氮氣純度的增加，內(nèi)管和外管在不同工況下的服役壽命均逐漸延長。

(3)在現(xiàn)場氮氣阻溶造腔過程中，99.9%、95.0%、90.0%和78.0%的氮氣純度均可滿足3 a造腔周期的管柱強度；5 a造腔周期下，當?shù)獨饧兌葹?8.0%時，其抗拉、抗內(nèi)壓及抗擠安全系數(shù)均小于其閾值1.6、1.2、1.2，管柱易發(fā)生安全隱患。故建議選用90.0%的氮氣純度作為5 a造腔周期的氮氣純度下限。