段塞流捕集器三通管線穿孔失效分析

李志奇，楊陽，柴圓圓

［1.中海石油（中國）有限公司天津分公司，天津 300459；2.中海油（天津）管道工程技術(shù)有限公司，天津 300452；3.海油來博（天津）科技股份有限公司，天津 300450］

0 引言

在海洋油氣資源開采的過程中，氣液混輸組合管線極易發(fā)生段塞流現(xiàn)象，段塞流的瞬時(shí)性和波動(dòng)性會(huì)造成管線的接頭、三通、支柱等構(gòu)件損傷，對(duì)管道和下游設(shè)備產(chǎn)生不良影響。張洋洋等［1］研究發(fā)現(xiàn)，溫度、壓力對(duì)管道腐蝕影響很大，管道腐蝕程度因流型轉(zhuǎn)變而加劇，其中段塞流的腐蝕破壞影響最大。高凌霄等［2］發(fā)現(xiàn)嚴(yán)重段塞流的周期波動(dòng)給生產(chǎn)設(shè)施帶來巨大的交變載荷，最終引起腐蝕掛片支架斷裂。周立臣［3］以文昌油田群為研究對(duì)象，分析嚴(yán)重段塞流發(fā)生的條件，以及不同條件下段塞流對(duì)出口閥門、捕集器等設(shè)備的沖擊。抑制段塞流常采用的方法有節(jié)流法、氣舉法、分離器控制等［4-7］。

某海上集輸中心平臺(tái)管線存在水平、傾斜、垂直等多種管型，并且管道較長(zhǎng)，有較嚴(yán)重的段塞問題，平臺(tái)通過采用技術(shù)較成熟的容器式段塞流捕集器消除段塞流。近期，段塞流捕集器水相出口管線的三通位置出現(xiàn)穿孔失效的問題，為了查找管線穿孔原因，選取失效位置進(jìn)行分析，通過宏觀分析、微觀分析、理化性能檢測(cè)及流體沖蝕模擬評(píng)估等方法，明確腐蝕發(fā)生的主要原因，并制定行之有效的預(yù)防和改進(jìn)措施。

1 宏觀及微觀分析

1.1 宏觀檢查及分析

段塞流捕集器水相出口管線的失效件如圖1（a）所示，分別以入口1、入口2和出口代表3個(gè)通路。在三通出口位置存在2 處漏點(diǎn)，2 處漏點(diǎn)分別為6.20 mm×4.28 mm 橢圓形穿孔和直徑為2.16 mm 的圓形穿孔，外壁表面無明顯的附著物，未發(fā)現(xiàn)其他明顯的腐蝕缺陷。對(duì)穿孔的三通位置進(jìn)行縱向解剖，進(jìn)一步觀察三通管體內(nèi)壁形貌特征。入口1 和入口2 的焊縫和母材未見明顯壁厚減薄特征；出口位置壁厚減薄較明顯，內(nèi)壁形貌如圖1（b）所示，穿孔位于介質(zhì)雙向匯聚的出口側(cè)管體，穿孔所在管體部位母材大面積壁厚減薄且延伸至環(huán)焊縫，壁厚減薄位置未見明顯的腐蝕產(chǎn)物或沉積物附著，存在典型的沖刷性溝槽的特征。

圖1 三通管線失效部位宏觀形貌

1.2 微觀形貌分析

穿孔部位內(nèi)壁表面利用一定濃度的“鹽酸+緩蝕劑”進(jìn)行清洗，采用德國Zeiss EVO 18 型掃描電鏡對(duì)穿孔位置進(jìn)行微觀形貌觀察。如圖2（a）所示，穿孔附近存在0.2 mm×0.5 mm 的縮松，可清晰地觀察到漏點(diǎn)位于腐蝕凹坑區(qū)域內(nèi)，并且腐蝕凹坑的壁厚減薄明顯，屬于面積型壁厚減薄后局部位置優(yōu)先穿孔特征，為典型的內(nèi)腐蝕形貌。進(jìn)一步放大穿孔附近的微觀形貌后，如圖2（b）所示，可以觀察到明顯的珠光體組織層片狀特征，以及逐層沖刷腐蝕形貌特征。

圖2 穿孔位置內(nèi)壁形貌

2 理化性能分析

2.1 化學(xué)成分分析

針對(duì)三通入口1、入口2 和出口側(cè)（腐蝕位置）母材分別取樣。采用SPECTRO LAB M11 直讀光譜儀，按照鋼鐵產(chǎn)品化學(xué)分析的標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試方法（ASTM A751—20）進(jìn)行材質(zhì)化學(xué)成分分析，結(jié)果顯示進(jìn)、出口處母材的各元素含量均滿足《碳素結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T 700—2006）對(duì)Q235D 鋼的技術(shù)要求，2個(gè)入口和出口位置的母材化學(xué)成分組成基本一致，未見明顯差異。

2.2 金相分析

采用ZEISS Observer A1m 金相倒置顯微鏡分別對(duì)入口1、入口2 和出口側(cè)（腐蝕位置）母材進(jìn)行金相分析，結(jié)果顯示，3處母材金相組織均為“鐵素體+珠光體”，未見明顯差異，焊縫、熔合線位置鐵素體的尺寸不均勻，有少量的貝氏體和魏式組織（如圖3所示）。

圖3 出口側(cè)管線母材金相分析

3 腐蝕模擬試驗(yàn)

為進(jìn)一步研究?jī)?nèi)部介質(zhì)水樣對(duì)管材腐蝕程度的影響，本研究現(xiàn)場(chǎng)取內(nèi)部介質(zhì)水樣，并設(shè)計(jì)腐蝕模擬試驗(yàn)，試驗(yàn)條件與現(xiàn)場(chǎng)工況參數(shù)保持一致。具體設(shè)置如下：溫度為55 ℃，壓力為1.5 MPa，環(huán)境氣體為N2+CO2，CO2含量為0.28%，流速為1.5 m/s，實(shí)驗(yàn)時(shí)間為7 d，實(shí)驗(yàn)水質(zhì)為現(xiàn)場(chǎng)取樣。

掛片試樣取自三通管體出口側(cè)（“母材+焊縫”），分別用320#、600#、800#和1200#砂紙打磨，將試樣清洗、除油、冷風(fēng)吹干后測(cè)量尺寸并稱質(zhì)量，再將試樣相互絕緣后安裝在特制的試驗(yàn)架上，放入高壓釜內(nèi)的腐蝕介質(zhì)環(huán)境中。試驗(yàn)結(jié)束后，將掛片放入由1 L稀鹽酸、20 g三氧化二銻及50 g氧化亞錫配制的酸洗液中劇烈攪拌，直至掛片腐蝕產(chǎn)物被清除。將酸洗后的掛片進(jìn)行沖洗、中和處理，再次沖洗、脫水后，用電子天平稱質(zhì)量，再計(jì)算結(jié)果。按照公式（1）計(jì)算掛片平均腐蝕速率Vcorr：

其中：Vcorr為均勻腐蝕速率（mm/a）；m為實(shí)驗(yàn)前試片質(zhì)量（g）；mt為實(shí)驗(yàn)后試片質(zhì)量（g）；S1為試片的總面積（cm2）；ρ為試片材料的密度（g/cm3）；t為實(shí)驗(yàn)時(shí)間（h）。

按照公式（2）計(jì)算最大點(diǎn)蝕速率Vt：

其中：Vt為最大點(diǎn)蝕速率（mm/a）；ht為試驗(yàn)后試片表面最深點(diǎn)蝕深度（mm）；t為實(shí)驗(yàn)時(shí)間（h）。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，試驗(yàn)后掛片表面均被一層灰黑色物質(zhì)覆蓋，經(jīng)微區(qū)化學(xué)成分分析，得出其主要元素為C、O、Fe。進(jìn)一步觀察掛片表面，未見明顯點(diǎn)蝕坑，整體呈現(xiàn)均勻腐蝕的特征，將掛片酸洗并中和酸堿度后，焊縫位置與母材位置未見明顯腐蝕差異，隨后對(duì)掛片稱質(zhì)量并計(jì)算腐蝕速率，可得平均腐蝕速率為0.048 1 mm/a。參考《Control of Internal Corrosion in Steel Pipelines and Piging System》（NACE SP0106）中關(guān)于碳鋼材質(zhì)的生產(chǎn)設(shè)備及管道的內(nèi)腐蝕程度劃分，可知掛片平均腐蝕的程度均為中度腐蝕。

4 流體沖蝕模擬與評(píng)估

根據(jù)平臺(tái)生產(chǎn)信息，段塞流捕集器來液為某段混輸海管輸送介質(zhì)，目前僅作為捕集器，不進(jìn)行來液的分離工作。三通處管線規(guī)格為7.62 mm，設(shè)計(jì)管道外徑為88.9 mm、壁厚取值為7.62 mm，三通處流量為水相與油相出口流量共2 138.8 m3/d，含水率為90%。

4.1 沖蝕評(píng)估計(jì)算

采用《海上生產(chǎn)平臺(tái)管道系統(tǒng)設(shè)計(jì)和安裝的推薦做法》（API RP 14E）中對(duì)管道臨界沖蝕速率的計(jì)算方法：

其中：Ve為臨界磨蝕速度（m/s）；C為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，對(duì)于無固體流體且使用緩蝕劑控制腐蝕的連續(xù)運(yùn)行管道，取值為150；ρm為氣液混合密度（kg/m3）。可以使用下列導(dǎo)出公式計(jì)算：

其中：P為操作壓力（psi）；Sl為標(biāo)準(zhǔn)狀況下的液體相對(duì)密度；R為在標(biāo)準(zhǔn)狀況下的氣體/液體比率；T為操作溫度（o）；Sg為在標(biāo)準(zhǔn)狀況下的氣體相對(duì)密度；Z為氣體壓縮系數(shù)，無量綱。

目前，臨界沖蝕流速為3.87 m/s，在三通處流量為2 138.8 m3/d的條件下，三通有沖刷腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。根據(jù)計(jì)算，在管線的管徑規(guī)格及其他條件不變的情況下，水相與油相出口的共同流量在不大于1 424.64 m3/d時(shí)，三通處無沖蝕風(fēng)險(xiǎn)；若保持目前水相與油相出口共同流量為2 138.8 m3/d，則需三通及后續(xù)管道內(nèi)徑不小于90.63 mm。

4.2 三通內(nèi)流場(chǎng)模擬

為失效管線建立管道幾何模型（如圖4所示），在模擬計(jì)算中，2 個(gè)入口均設(shè)置為速度入口，速度均按實(shí)際工況設(shè)置為2.91 m/s，出口設(shè)置為自由流動(dòng)出口，湍流模型選擇RNG k-ε。

圖4 管線幾何模型及流速分布圖

采用《海上生產(chǎn)平臺(tái)管道系統(tǒng)設(shè)計(jì)和安裝的推薦做法》（API RP 14E）中對(duì)管道臨界沖蝕速率的計(jì)算方法為Ve=C/ρ0m.5。其中：C 為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，對(duì)于無固體流體且使用緩蝕劑控制腐蝕的連續(xù)運(yùn)行管道，取值150；ρm為氣液混合密度（kg/m3），其計(jì)算公式為

其中：P為操作壓力（psi）；Sl為標(biāo)準(zhǔn)狀況下的液體相對(duì)密度；R為在標(biāo)準(zhǔn)狀況下的氣體/液體比率；T為操作溫度（°）；Sg為在標(biāo)準(zhǔn)狀況下的氣體相對(duì)密度；Z為氣體壓縮系數(shù)，無量綱。

由模擬計(jì)算可知，管線內(nèi)流速最大位置位于三通位置，圖4中圈內(nèi)的拐角接口處最大值為8.24 m/s，最大流速遠(yuǎn)超API RP 14E 計(jì)算得到的臨界沖蝕流速3.87 m/s。根據(jù)管線內(nèi)流速分布，介質(zhì)沖刷管壁的位置與三通壁厚減薄較嚴(yán)重的位置重合，三通實(shí)際穿孔點(diǎn)位于模擬沖蝕高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域內(nèi)，因此沖蝕為三通發(fā)生穿孔泄漏的主要原因。

5 失效原因分析

段塞流捕集器三通管線的母材材質(zhì)滿足《碳素結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T 700—2006）對(duì)Q235D 鋼的技術(shù)要求，排除由于材質(zhì)問題引起的腐蝕失效。經(jīng)過腐蝕模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證可知，管線內(nèi)部介質(zhì)對(duì)管材不會(huì)造成局部腐蝕，并且平均腐蝕的腐蝕程度為中度腐蝕，結(jié)合失效穿孔部位未見明顯沉積物或結(jié)垢，排除由于介質(zhì)腐蝕性影響導(dǎo)致的局部失效。

三通的2個(gè)入口管路未見明顯沖蝕和結(jié)垢，原因是流速平穩(wěn)，并且層流對(duì)管壁的腐蝕并不明顯；而在出口側(cè)，介質(zhì)流速急劇增大形成湍流，湍流的磨蝕更嚴(yán)重，不僅加速了去極化劑的供應(yīng)，還附加了流體對(duì)表面的切應(yīng)力，這個(gè)切應(yīng)力可以將已經(jīng)形成的腐蝕產(chǎn)物剝離并由流體帶走。此外，在輸送流體的管道內(nèi)，如果流體按水平垂直方向運(yùn)動(dòng)，管壁的腐蝕是均勻減薄的，但是在三通中流體突然改變方向的地方，其壁厚減薄要比其他部位的管壁更迅速，這是由于高速流體不斷沖刷管壁表面造成沖刷腐蝕。

三通管線的穿孔位于介質(zhì)雙向匯聚的出口側(cè)管體，經(jīng)沖蝕評(píng)估計(jì)算，在當(dāng)前運(yùn)行工況下介質(zhì)雙向匯聚部位的局部流速大于臨界沖蝕速率，經(jīng)過長(zhǎng)期的沖刷腐蝕，最終導(dǎo)致管體局部穿孔。

6 結(jié)論

經(jīng)過上述檢測(cè)與分析，本文得出如下結(jié)論：①三通管線的母材符合《碳素結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T 700—2006）對(duì)Q235D鋼的技術(shù)要求。②管線內(nèi)部介質(zhì)的腐蝕性影響不會(huì)造成管材發(fā)生局部腐蝕。③三通管線的穿孔位于介質(zhì)雙向匯聚的出口側(cè)管體，屬于內(nèi)腐蝕特征。④在當(dāng)前運(yùn)行工況下，介質(zhì)雙向匯聚部位的局部流速大于臨界沖蝕速率，經(jīng)過長(zhǎng)期的沖刷腐蝕導(dǎo)致穿孔。

建議在后續(xù)三通結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，進(jìn)行沖蝕評(píng)估或流動(dòng)狀態(tài)模擬，避免管線內(nèi)介質(zhì)流速大于臨界沖蝕流速。此外，排查類似工況條件下的三通結(jié)構(gòu)管線的壁厚狀況，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注介質(zhì)雙向匯聚部位，做到提前預(yù)防。