胡 軍* 張湘躍 李艷麗 郝 林 張少洋

（中海油安全技術服務有限公司）

0 引言

管道頂部腐蝕（TLC）是指在濕氣輸送過程中，管壁溫度低于天然氣的水露點，導致水蒸氣在管頂內(nèi)壁冷凝結為水珠，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等地的氣田均發(fā)現(xiàn)了輸氣管道嚴重的頂部腐蝕[1]。

近年來，國內(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，影響設備正常運行。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，合理預測管道頂部腐蝕情況并采取措施予以控制，對于保障海底輸氣管道安全運行至關重要。

1 頂部腐蝕機理

1.1 頂部腐蝕機理研究進展

國外對頂部腐蝕的研究起步較早，主要包括頂部腐蝕反應機理研究、緩蝕劑效果研究和檢測技術等方面的研究。國內(nèi)對頂部腐蝕的研究起步較晚，近年來，主要研究內(nèi)容包括頂部腐蝕形貌和腐蝕速率研究、頂部腐蝕檢測方法等方面，面對于頂部腐蝕的機理方面的研究較少。

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

（1） 膜狀冷凝機理模型

1991 年，Dewaard 等建立了的水冷凝速率經(jīng)驗公式，但是其預測結果與測試結果差別較大，效果不佳；2000 年，Pots 等建立了包含冷凝速率的頂部腐蝕預測模型，但無法計算出準確的腐蝕速率；2003 年，Vitse 等建立了頂部腐蝕速率的半經(jīng)驗模型，該模型考慮了熱量和質(zhì)量傳遞對水冷凝速率的影響，但是該模型的冷凝速率預測仍存在一定偏差，未得到大范圍推廣。

（2）珠狀冷凝機理模型

2008 年，Ziru Zhang 建立了珠狀冷凝的頂部腐蝕機理模型，該模型可以預測滴狀冷凝速率和均勻腐蝕速率隨時間的演變情況，通過與現(xiàn)場攝像機記錄的大型環(huán)路實驗系統(tǒng)的腐蝕和冷凝結果比較，該模型在預測冷凝速率、一般腐蝕速率和冷凝狀態(tài)方面，結果比較令人滿意；但是，在局部腐蝕的預測方面，該模型還需要進一步驗證。

近年來的實驗研究表明，管道頂部腐蝕的機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理模型為基礎，對濕氣管道頂部腐蝕速率預測進行研究。

1.2 珠狀冷凝頂部腐蝕機理模型

珠狀冷凝的頂部腐蝕機理主要包括頂部冷凝模型和電化學腐蝕模型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)外溫度差導致熱量損失，水蒸氣在管壁上凝結成水珠的現(xiàn)象。其遵循兩個基本原則：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）建立凝結水滴半徑模型，根據(jù)公式計算得到管頂凝結水滴的最小半徑，再建立力學平衡方程，判斷水滴是滴落還是滑落；（2）建立能量守恒模型，管內(nèi)存在熱傳遞和凝結換熱過程，水滴、管壁及保溫層內(nèi)存在熱傳遞等過程；（3）建立質(zhì)量守恒模型，計算得到得到凝結速率。

1.2.2 電化學腐蝕模型

頂部腐蝕過程的本質(zhì)是電化學反應。其腐蝕速率與金屬表面的離子濃度有關，也與溶劑中的離子濃度有關。其化學反應模型主要從以下幾個方面進行分析：（1）氣體的溶解及電離過程；（2）離子從溶液本體向金屬表面移動過程；（3）金屬表面鐵離子（Fe2+）流失過程，即腐蝕過程；（4）金屬表面FeCO3膜生成，即鈍化過程。通過計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理模型，使用Python語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算程序的工作界面

2 某濕氣管道頂部腐蝕預測

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

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

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結果顯示，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算程序中，得到計算結果如圖3 所示，該管道的頂部腐蝕速率為0.691 5 mm/a。

圖3 通過頂部腐蝕計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)檢測數(shù)據(jù)并結合圖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，頂部水滴凝結較快。該管道頂部腐蝕最嚴重的點位發(fā)生在約6 km位置，時鐘方向為10:22，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 年也曾開展過漏磁內(nèi)檢測，通過比對2018 年和2020 年的內(nèi)檢測數(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腐蝕速率預測

CO2分壓對腐蝕的影響比較顯著，國內(nèi)外均有很多比較成熟的計算模型對CO2腐蝕進行評估，如Dewaard-Milliams 模 型、B1Mishra 預 測 模 型 和NORSOK M506 模型[6]，本文使用NORSOK M506 模型來估算管道的CO2腐蝕速率。選取與前文相同的計算參數(shù)，通過計算得到以下結果：在管道入口附近，無緩蝕劑的情況下，腐蝕速率可達到0.71 mm/a；加入乙二醇時，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)檢測的腐蝕速率計算結果、基于NORSORK M-506 模型得到的CO2腐蝕速率預測結果、基于珠狀冷凝頂部腐蝕機理模型的預測結果進行了對比，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)檢測數(shù)據(jù)估算頂部腐蝕速率時，假設管道從運行至今腐蝕速率不變。該管道投產(chǎn)運行已超過20 a，無論是管道的運行壓力、溫度、輸氣量等參數(shù)，還是輸送的介質(zhì)的組分，在運行期間均產(chǎn)生了一定程度的變化。因此，經(jīng)分析認為，應比對多次內(nèi)檢測數(shù)據(jù)，綜合分析管道各位置的腐蝕缺陷特征，從而獲得更準確的腐蝕速率數(shù)據(jù)。

（2）對2 次漏磁內(nèi)檢測數(shù)據(jù)進行對比分析后可知，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 預測得到的管道內(nèi)腐蝕速率為0.17～0.71 mm/a，基于珠狀冷凝頂部腐蝕機理模型的預測得到的頂部腐蝕速率為0.691 5 mm/a，這3 種方法的分析結果比較接近。

（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CO2均勻腐蝕具有抑制作用[7]；在頂部腐蝕的研究中，認為當管道介質(zhì)中有乙二醇時，能夠降低水蒸氣分壓，從而減小冷凝率和TLC 發(fā)生，有效減小有機酸的腐蝕速率[8]。本文使用的基于珠狀冷凝頂部腐蝕機理模型暫時未考慮乙二醇及其他化學藥劑對頂部腐蝕的影響，計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，沿途的壓降、溫降和水滴凝結等參數(shù)將會對腐蝕速率的預測造成一定影響，本次研究中暫未對該管道進行詳細分段，后續(xù)將開展更為詳細地計算和分析。

4 結語

本文介紹了頂部腐蝕機理研究進展情況，以珠狀冷凝頂部腐蝕機理模型為基礎，開發(fā)了頂部腐蝕速率預測的計算程序。以渤海某濕氣管道中，應用該程序計算了頂部腐蝕速率，并與該管道內(nèi)檢測推算的腐蝕速率、及基于NORSORK M506 模型評估得到的COv腐蝕速率預測結果進行了對比分析，認為幾種方法的分析結果比較接近，可輔助預測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藥劑對頂部腐蝕的影響，將來將深入研究水和乙二醇等化學藥劑的合同冷凝機理，及其對頂部腐蝕的影響情況。此外，本文未對管道進行分段，后續(xù)將綜合考慮管道路由區(qū)域、高程等情況對管道進行分段，開展更為詳細地計算和分析。