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(dāng)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?。―N200以下）且內(nèi)壁平滑度不夠（主要是由于打孔盜油和修復(fù)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(xué)文等[5]、葛楊志等[6]、汪江斌等[7]均利用ICDA技術(shù)對管道流態(tài)進行模擬，并結(jié)合腐蝕敏感點預(yù)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(yīng)為腐蝕與沖蝕共同作用的結(jié)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(yīng)釜結(jié)合響應(yīng)曲面（RSM）得到不同影響因素下的試驗結(jié)果，建立CO2/H2S共存，并考慮流速和溫度的腐蝕預(yù)測模型，同時利用PSO-ELM模型對管道沖蝕速率進行了預(yù)測，由此確定綜合腐蝕速率，并結(jié)合開挖驗證評價結(jié)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(xué)或電化學(xué)腐蝕有關(guān)，還與沖蝕引起的力學(xué)因素有關(guān)，綜合腐蝕速率應(yīng)為腐蝕和沖蝕共同作用的結(jié)果。EFIRD等[8]通過旋轉(zhuǎn)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(xué)腐蝕和沖蝕協(xié)同效應(yīng)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(yù)測模型

2.1 試驗方法

目前，常用的腐蝕預(yù)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(shè)，且只適用于CO2腐蝕預(yù)測，當(dāng)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(dǎo)致上述模型與現(xiàn)場實際檢測結(jié)果相差較大[9-10]?；谖墨I調(diào)研和室內(nèi)試驗研究結(jié)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(dāng)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(yīng)釜結(jié)合響應(yīng)曲面設(shè)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(yīng)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(jié)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(yīng)曲面的二階模型試驗設(shè)計方法主要有Plackett-Burman(PB)、Central Composite Design(CCD)、Box-Behnken Design(BBD)等，其中BBD設(shè)計方法具有實驗次數(shù)少、近似旋轉(zhuǎn)性等特點，在已發(fā)表的文獻中應(yīng)用最為廣泛[11-12]，故采用BBD的實驗設(shè)計方法進行多因素響應(yīng)曲面分析。以腐蝕速率為響應(yīng)值進行4因素、3水平設(shè)計，試驗條件和結(jié)果見表1、表2。

表1 響應(yīng)曲面試驗條件

表2 試驗結(jié)果

2.2 結(jié)果分析及模型建立

利用統(tǒng)計學(xué)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(jié)果見表3。

表3 二階模型方差分析結(jié)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(yīng)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(shè)計結(jié)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(jié)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(yù)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(xué)動態(tài)平衡理論和響應(yīng)曲面方差分析結(jié)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(dāng)PCO2/PH2S＜500時，H2S為主控因素，腐蝕產(chǎn)物為FexSy（當(dāng)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(dāng)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(yīng)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(dāng)流速較低時，可造成管道或設(shè)備底部積液，引發(fā)電化學(xué)腐蝕，此時腐蝕速率受擴散控制；當(dāng)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(guān)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(shè)考慮溫度對腐蝕速率的影響而忽略反應(yīng)本身的進程，根據(jù)Arrhenius公式的定積分形式確定Vcorr與t的關(guān)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(guān)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(yīng)溫度，K。

綜上所述，結(jié)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(yù)測模型為：

根據(jù)表2給出的試驗結(jié)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(jié)果相比，預(yù)測結(jié)果大部分在回歸線附近，預(yù)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(yù)測模型具有較好的科學(xué)性和實用性，見圖1、圖2。

圖2 預(yù)測結(jié)果相對誤差

3 沖蝕預(yù)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(fù)雜條件下公式適用性有限；試驗研究多針對特定幾何結(jié)構(gòu)，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(jié)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(zhǔn)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(zhǔn)確預(yù)測沖蝕速率，提取公開文獻中的243組CFD沖蝕模擬結(jié)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(xué)習(xí)機（ELM）組合算法預(yù)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(jié)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(fù)雜性定理，當(dāng)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(luò)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(yīng)為243，但過大的隱含層節(jié)點模型會維數(shù)災(zāi)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(xùn)練集和驗證集，訓(xùn)練集為195組，驗證集為48組。將訓(xùn)練集代入ELM模型，并根據(jù)測試結(jié)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(quán)值與閾值采用PSO算法進行尋優(yōu)，設(shè)置PSO算法中的學(xué)習(xí)因子為2.05，最大速度為0.2，慣性權(quán)重為0.7，最大迭代次數(shù)為200，見圖3。Sigmoid激活函數(shù)的預(yù)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(yù)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(luò)結(jié)構(gòu)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(yù)測誤差

將PSO-ELM模型的預(yù)測結(jié)果與表4的試驗結(jié)果比較，見圖4。訓(xùn)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(yù)測多因素影響的沖蝕速率時效果較好，具有科學(xué)性和合理性。

圖4 PSO-ELM模型沖蝕速率預(yù)測結(jié)果

4 現(xiàn)場應(yīng)用

4.1 基礎(chǔ)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(yù)測結(jié)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(jié)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(jié)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(jié)合PSO-ELM模型預(yù)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(fēng)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(jié)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(jié)果，且Norsok M-506模型的計算結(jié)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(yù)測結(jié)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(yù)測結(jié)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(jié)果更加合理，選擇少量腐蝕風(fēng)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(jié)果與綜合腐蝕速率預(yù)測結(jié)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(jié)果與腐蝕速率預(yù)測值相比偏差較大，其余13個開挖點的實際結(jié)果與預(yù)測結(jié)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(jié)果的符合率為86.66%，可以滿足腐蝕風(fēng)險后評價的相關(guān)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(jié)果與腐蝕速率預(yù)測結(jié)果對比

圖9 開挖檢測結(jié)果與預(yù)測結(jié)果一致性分析

5 結(jié)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(jié)合響應(yīng)曲面法設(shè)計了多組影響因素試驗，結(jié)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(yù)測模型，預(yù)測結(jié)果平均相對誤差為3.33%；在文獻調(diào)研的基礎(chǔ)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(yù)測，其預(yù)測結(jié)果精度較高。

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