宋明垚

中國石油華北油田公司二連分公司,內(nèi)蒙古錫林浩特 026000

目前，中央處理廠以下的集輸管道普遍采用氣液混輸，當CO2、H2S等腐蝕性氣體溶于水后會加速管道的腐蝕穿孔，特別是管道位于人口密集或環(huán)境敏感區(qū)時，因穿孔帶來的損失不可估量[1-2]。GB 32167—2015《油氣輸送管道完整性管理規(guī)范》中推薦采用內(nèi)檢測手段定期對管道的內(nèi)腐蝕狀況進行評價，但大多數(shù)集輸管道的管徑較小（DN200以下）且內(nèi)壁平滑度不夠（主要是由于打孔盜油和修復補強造成的內(nèi)壁異物突出），不具備進行內(nèi)檢測的條件，故內(nèi)腐蝕直接評價（ICDA）成為驗證管道腐蝕程度的有效手段。楊婧等[3]、王凱等[4]、曹學文等[5]、葛楊志等[6]、汪江斌等[7]均利用ICDA技術對管道流態(tài)進行模擬，并結合腐蝕敏感點預測腐蝕速率，但腐蝕介質(zhì)均為飽和CO2腐蝕，未涉及CO2/H2S腐蝕介質(zhì)共存，且內(nèi)腐蝕造成的壁厚減薄應為腐蝕與沖蝕共同作用的結果，但目前內(nèi)腐蝕直接評價的研究成果中鮮有考慮沖蝕速率的。綜上所述，采用高溫高壓反應釜結合響應曲面（RSM）得到不同影響因素下的試驗結果，建立CO2/H2S共存，并考慮流速和溫度的腐蝕預測模型，同時利用PSO-ELM模型對管道沖蝕速率進行了預測，由此確定綜合腐蝕速率，并結合開挖驗證評價結果，以期為管道防腐蝕措施的制訂和檢驗周期的確定提供實際參考。

1 綜合腐蝕速率

在多相流體系中，管道壁厚的減薄不僅與化學或電化學腐蝕有關，還與沖蝕引起的力學因素有關，綜合腐蝕速率應為腐蝕和沖蝕共同作用的結果。EFIRD等[8]通過旋轉圓柱電極研究了腐蝕和沖蝕之間的協(xié)同作用，綜合腐蝕速率V（mm/a）為：均勻腐蝕速率Vcorr（mm/a）、沖蝕速率Vero（mm/a）、因腐蝕作用引起的沖蝕速率ΔVcorr-ero（mm/a）、因沖蝕作用引起的腐蝕速率ΔVero-corr（mm/a）之和，即V=Vcorr+Vero+ΔVcorr-ero+ΔVero-corr。目前，針對電化學腐蝕和沖蝕協(xié)同效應的研究尚有不足，故忽略其中協(xié)同作用。

2 均勻腐蝕速率預測模型

2.1 試驗方法

目前，常用的腐蝕預測模型以Norsok M-506、De Waard模型較為經(jīng)典，但上述模型均作了一定假設，且只適用于CO2腐蝕預測，當溶液中含有H2S時，腐蝕機理與只存在單一腐蝕介質(zhì)有較大不同，導致上述模型與現(xiàn)場實際檢測結果相差較大[9-10]。基于文獻調(diào)研和室內(nèi)試驗研究結果，確定H2S分壓 （PH2S） 、CO2分壓 （PCO2）、流速 （v） 和溫度（t）為影響管道內(nèi)腐蝕的主控因素，根據(jù)DCS系統(tǒng)對現(xiàn)場生產(chǎn)參數(shù)的監(jiān)測情況，確定試驗壓力取井口最高回壓，控制在5 MPa，PH2S為0.01～0.5 MPa，PCO2為0.6～2.4 MPa；v不超過8 m/s（當超過8 m/s時，緩蝕劑會失效）；t保持在25～60℃。

試片采用與現(xiàn)場管道用材一致的20碳鋼，試片尺寸為50 mm×10 mm×3 mm，每組試驗采用5個平行試片，腐蝕溶液采用3.5%的NaCl溶液，利用高溫高壓反應釜結合響應曲面設計得到不同影響因素下的腐蝕速率，參照掛片失重法計算均勻腐蝕速率。

響應曲面法可明確不同影響因素間的交互作用，與正交試驗相比，可利用較少的試驗次數(shù)得到相對完備的試驗結論，并可對影響因素在各個時段的數(shù)據(jù)進行連續(xù)分析。響應曲面的二階模型試驗設計方法主要有Plackett-Burman(PB)、Central Composite Design(CCD)、Box-Behnken Design(BBD)等，其中BBD設計方法具有實驗次數(shù)少、近似旋轉性等特點，在已發(fā)表的文獻中應用最為廣泛[11-12]，故采用BBD的實驗設計方法進行多因素響應曲面分析。以腐蝕速率為響應值進行4因素、3水平設計，試驗條件和結果見表1、表2。

表1 響應曲面試驗條件

表2 試驗結果

2.2 結果分析及模型建立

利用統(tǒng)計學軟件Design Expert 10.0對試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，二階模型方差分析結果見表3。

表3 二階模型方差分析結果

模型的F值為12.52，P值遠小于0.000 1，說明該模型對腐蝕速率的響應極其顯著，模型的精確度為12.567（大于4），變異系數(shù)為6.18%（小于10%），說明該試驗設計結果具有較好的可行性和精確度，且擬合程度和回歸性較好。通過方差分析，各因素的影響順序為PH2S＞PCO2＞v＞t，且各因素與腐蝕速率之間為單調(diào)遞增函數(shù)，即隨著H2S分壓的增加，CO2分壓的增加，流速的增大和溫度的升高，腐蝕速率均呈上升趨勢；而各腐蝕因素之間的交互作用對腐蝕速率影響不大。

結合以上分析，可建立以PH2S、PCO2、v、t為自變量，腐蝕速率Vcorr為因變量的腐蝕預測模型，公式如下：

式中：k為系數(shù)，f為PH2S、PCO2、v、t的影響函數(shù)。

根據(jù)化學動態(tài)平衡理論和響應曲面方差分析結果，各影響因素之間相互獨立，無交互作用，將公式（1）兩邊取對數(shù)后展開：

式中：C為待定系數(shù)。

Pots等[13]將CO2/H2S共存條件下的腐蝕分為兩個區(qū)域，當PCO2/PH2S＜500時，H2S為主控因素，腐蝕產(chǎn)物為FexSy（當外界條件不同時，會形成不同晶格點陣的腐蝕產(chǎn)物，如Fe9S8、Fe3S4、FeS2、FeS），此時FeCO3的形成受到抑制，腐蝕速率公式如下：

式中：a、b、c均為待定系數(shù)。當PCO2/PH2S≥500時，CO2為主控因素，腐蝕產(chǎn)物為FeCO3，同時考慮H2S對CO2的抑制作用，對Mishra模型[14]進行修正，此時式（4）中l(wèi)nPCO2的系數(shù)應小于0.67，故引入校正因子ΔH2S，最終確定腐蝕速率的公式如式（5）、式（6）。

式中：d為待定系數(shù)；E為FexSy膜形成的活化能，J/mol。

當流速較低時，可造成管道或設備底部積液，引發(fā)電化學腐蝕，此時腐蝕速率受擴散控制；當流速較高時，基材表面的腐蝕產(chǎn)物膜會遭到破壞，管道始終處于初始腐蝕狀態(tài)下，此時腐蝕速率受電荷傳遞控制。為保證氣體具有一定的攜液能力，同時避免緩蝕劑吸附性失效，現(xiàn)場實際流速為2～8 m/s，此時腐蝕速率與流速呈指數(shù)關系。

式中：e為待定系數(shù)。

集輸管道在穩(wěn)態(tài)運行的條件下，溫度與管道埋深處的地溫相同，假設考慮溫度對腐蝕速率的影響而忽略反應本身的進程，根據(jù)Arrhenius公式的定積分形式確定Vcorr與t的關系。

式中：g為待定系數(shù)；Ea為腐蝕速率活化能，一般是與溫度無關的常數(shù)，J/mol；R為摩爾氣體常數(shù)，取8.314 J/（mol·K）；t為反應溫度，K。

綜上所述，結合式（2）、式（3）、式（5）～式（8），在CO2/H2S共存的同時考慮溫度和壓力的情況下，均勻腐蝕速率預測模型為：

根據(jù)表2給出的試驗結果，通過多元線性回歸確定式（9）中的各項系數(shù)，見式（10）。與29組試驗結果相比，預測結果大部分在回歸線附近，預測的最大相對誤差不超過±10%，平均相對誤差為3.33%，滿足工程精度要求，說明建立的均勻腐蝕預測模型具有較好的科學性和實用性，見圖1、圖2。

圖2 預測結果相對誤差

3 沖蝕預測模型

3.1 試驗方法

目前對于沖蝕的研究方法主要通過模型研究、試驗研究和數(shù)值模擬，模型研究以API RP14E中提出的臨界沖蝕速率公式為主，但該公式忽略了大量影響因素，如顆粒沖擊速度、角度、管內(nèi)流動狀態(tài)等，在復雜條件下公式適用性有限；試驗研究多針對特定幾何結構，通過失重法測試金屬表面質(zhì)量損失，但只能得到影響因素的定性變化規(guī)律，其結果的普適性受到限制；數(shù)值模擬以CFD方式為主，較前兩者節(jié)省了大量的人力、物力，準確性可以得到保證，但計算成本較高。鑒于以上研究方法的不足，為準確預測沖蝕速率，提取公開文獻中的243組CFD沖蝕模擬結果（在此主要考慮90°彎頭沖蝕數(shù)據(jù)），采用粒子群（PSO）和極限學習機（ELM）組合算法預測管道沖蝕速率，數(shù)據(jù)來源見表4。

表4 沖蝕數(shù)據(jù)來源

3.2 結果分析及模型建立

ELM模型中包括輸入層、隱含層和輸出層三部分，輸入層節(jié)點數(shù)等于表1輸入樣本的維數(shù)，輸出層為輸出樣本的維數(shù)。根據(jù)Kolomogorov復雜性定理，當給定任意小誤差，且存在無窮可微激活函數(shù)時，單層前饋型神經(jīng)網(wǎng)絡的隱含層節(jié)點數(shù)存在閾值，故隱含層的節(jié)點數(shù)為[13,50]（下限為2n+1，n為輸入層節(jié)點數(shù)，上限為樣本個數(shù)，應為243，但過大的隱含層節(jié)點模型會維數(shù)災難，綜合考慮計算機算力，取上限為50）。表4中CFD模擬的沖蝕速率單位為kg·m-2·s-1，將其除以碳鋼密度，得到的單位為mm/a，與之前的均勻腐蝕速率保持單位一致。

將243組數(shù)據(jù)按照8:2的比例隨機抽取，分為訓練集和驗證集，訓練集為195組，驗證集為48組。將訓練集代入ELM模型，并根據(jù)測試結果的均方根誤差（RMSE）值確定ELM模型的隱含層激活函數(shù)和節(jié)點數(shù)，其中隱含層的輸入權值與閾值采用PSO算法進行尋優(yōu)，設置PSO算法中的學習因子為2.05，最大速度為0.2，慣性權重為0.7，最大迭代次數(shù)為200，見圖3。Sigmoid激活函數(shù)的預測誤差大于其余三種激活函數(shù)，Tanh函數(shù)、ELU函數(shù)和MaxOut函數(shù)分別在隱含層節(jié)點數(shù)區(qū)間為[13,19]、[24,34]、[22,29]時的預測誤差較小，其中MaxOut函數(shù)在隱含層節(jié)點數(shù)為24時的RMSE最小，為0.507 4，故確定PSO-ELM模型的網(wǎng)絡結構為6-24-1，激活函數(shù)為MaxOut函數(shù)。

圖3 不同隱含層節(jié)點數(shù)下的預測誤差

將PSO-ELM模型的預測結果與表4的試驗結果比較，見圖4。訓練集的RMSE為0.507 4，R2為0.999 9，驗證集的RMSE為0.421 9，R2為0.997 5，驗證集仍然保持了較高的計算精度和擬合能力，說明PSO-ELM模型在預測多因素影響的沖蝕速率時效果較好，具有科學性和合理性。

圖4 PSO-ELM模型沖蝕速率預測結果

4 現(xiàn)場應用

4.1 基礎數(shù)據(jù)

選擇華北油田采油四廠、二廠的5條集輸管道（基本信息見表5）為例進行測試，其管徑普遍偏小，且無收發(fā)球裝置，無法進行內(nèi)檢測，試驗管道基本涵蓋多種運行工況，具有一定代表性。

表5 試驗管道基本信息

4.2 預測結果

以泉28計至泉241為例進行建模分析，其流型及持液率分布的穩(wěn)態(tài)運行結果見圖5，其中流型1為分層流，2為環(huán)狀流，3為段塞流。管道沿程持液率與流型分布基本保持一致，地勢低洼上坡段持液率較高，此時氣流速度小，攜液能力較弱，氣液之間的滑脫較大，液體在爬坡的過程中不斷回流，最終鋪滿整個上坡管段，流型以段塞流為主；下坡段持液率較低，此時液體在重力作用下加速流動，形成分層流，結果符合一般管輸規(guī)律。

圖5 沿程流型和持液率分布情況

根據(jù)流型分布情況，將管道劃分為8個子區(qū)間，見圖6。

圖6 子區(qū)間劃分情況

采用公式（10）計算沿程腐蝕速率分布，并結合PSO-ELM模型預測每個子區(qū)間內(nèi)的沖蝕速率，見表6。壓氣取子區(qū)間內(nèi)出口壓力，顆粒速度與氣流速度一致，顆粒直徑根據(jù)井口節(jié)流閥后的紗網(wǎng)目數(shù)確定，質(zhì)量流量參照井口出砂情況和下游集氣站內(nèi)旋風分離器的分離情況綜合確定，顆粒密度取石英砂的密度2 600 kg/m3。將腐蝕速率和沖蝕速率疊加得到綜合腐蝕速率，并與Norsok M-506模型計算結果進行對比，見圖7。綜合腐蝕速率遠大于Norsok M-506模型的計算結果，且Norsok M-506模型的計算結果中持液率較高的上坡段腐蝕速率反而較低，與一般規(guī)律相悖；預測結果中沖蝕速率與均勻腐蝕速率相比要小一個數(shù)量級，所占的比重較小。

表6 子區(qū)間最大沖蝕速率分布

圖7 綜合腐蝕速率預測結果和開挖點選取

4.3 開挖驗證

考慮綜合腐蝕速率較高同時流型突變的位置作為優(yōu)先開挖點，此外為了使檢測結果更加合理，選擇少量腐蝕風險較低的點進行檢測，以便評價整條管道的腐蝕狀態(tài)。對管道進行防腐層剝離，采用OLympus超聲波測厚儀繪制測厚網(wǎng)格，軸向間隔100 mm，環(huán)向1～12點鐘方向取測試點，見圖8。測試的5條管道的檢測結果與綜合腐蝕速率預測結果見表7，發(fā)現(xiàn)最大壁厚減薄的位置集中在5～8點鐘方向，符合內(nèi)腐蝕規(guī)律，僅6號、12號兩個開挖點的檢測結果與腐蝕速率預測值相比偏差較大，其余13個開挖點的實際結果與預測結果的吻合性較好；從置信區(qū)間一致性的角度考慮，內(nèi)腐蝕直接評價結果的符合率為86.66%，可以滿足腐蝕風險后評價的相關要求，見圖9。

圖8 測試點選取示意

表7 5條管道的開挖點檢測結果與腐蝕速率預測結果對比

圖9 開挖檢測結果與預測結果一致性分析

5 結論

（1）針對目前集輸管道內(nèi)腐蝕模型中未考慮CO2/H2S共存及沖蝕作用的影響，采用失重法結合響應曲面法設計了多組影響因素試驗，結果表明各因素的影響順序為PH2S＞PCO2＞v＞t，各因素間的交互作用對腐蝕速率影響不大。

（2）建立了以PH2S、PCO2、v、t為自變量，腐蝕速率Vcorr為因變量的腐蝕機理預測模型，預測結果平均相對誤差為3.33%；在文獻調(diào)研的基礎上，利用PSO-ELM模型對多因素影響下的管道沖蝕速率進行了預測，其預測結果精度較高。

（3）對5條集輸管道進行了綜合腐蝕速率預測和評價，內(nèi)腐蝕直接評價結果的符合率為86.66%，可以滿足腐蝕風險后評價的相關要求。