西部某油田匯管穿孔的原因

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(1. 中國石油集團 石油管工程技術研究院，西安 710077； 2. 塔里木油田，庫爾勒 841000)

西部某油田高含CO2、Cl-和H2S等腐蝕性介質，該油田生產管線為碳鋼，采用投加緩蝕劑+內涂層兩種方法進行防腐蝕。這兩種方法雖然能達到很好的防護效果，但仍然不能完全避免由CO2引起的全面腐蝕和局部腐蝕，使得管道和設備發生早期腐蝕失效[1]。大量文獻報道了CO2腐蝕對油氣田開和發生產造成的危害[2-5]，CO2往往伴隨著天然氣及原油開采一同采出，溶于水后會對部分金屬材料產生極強的腐蝕性，由此引起的材料破壞統稱為CO2腐蝕。在相同的pH條件下，CO2水溶液的腐蝕性比鹽酸還強。本工作就西部某油田生產匯管腐蝕穿孔原因進行了分析探討，對失效管樣進行了相應的理化性能檢測和分析，結合現場工況條件、該管線的制造和服役情況對匯管的失效原因進行了綜合分析，并提出了相關建議。

1 生產匯管的服役情況

該油田來油總管的管線為L245螺旋鋼管，尺寸為φ508 mm×7.9 mm，分為新線和老線，其中老線于2011年10月投用，新線于2012年6月份投用，管線進行了內防腐蝕處理，焊縫有補口。自2013年3月26日起，來油匯管的老線及1、2號三相分離器的進口管線共發生23次穿孔刺漏(其中在油氣操作間內共發生穿孔刺漏3次)，穿孔多處于管線底部(5～7點鐘方向)。老線輸送介質為油氣水，設計壓力為1.6 MPa，使用壓力約0.8～1.0 MPa，使用溫度約60 ℃。該集輸管線天然氣組成不含H2S，CO2摩爾分數為1.47%，存在嚴重的CO2腐蝕。其地層水組成中Cl-質量分數為124 600 mg/L，總礦化度為208 800 mg/L，地層水pH為6.14。

2 理化檢驗

2.1 宏觀形貌

匯管主要的失效形式為焊縫穿孔失效。對帶腐蝕坑彎頭及母材進行取樣分析，分別標記為1號(焊縫穿孔試樣)、2號(彎頭試樣)及3號(母材試樣)，見圖1。由圖1可見：該匯管內壁尤其是焊縫,作為整個管線最薄弱的環節，附近涂層脫落導致其發生腐蝕穿孔；彎頭受流體沖刷較為嚴重，形成大量腐蝕坑，直徑達到20～30 mm，深度約3 mm；母材因為出現過穿孔刺漏而采用補強焊接。

(a) 焊縫 (b) 彎頭 (c) 母材圖1 穿孔匯管的宏觀形貌Fig. 1 Macro morphology of the perforated gathering pipe: (a) weld; (b) elbow; (c) base metal

2.2 化學成分

依據ASTM A751-2014《鋼制品化學分析的標準測試方法、操作和術語》標準，采用ARL 4460直讀光譜儀對焊縫失效樣、彎管及母材成分進行分析，結果見表1。由表1可見：焊縫、彎管及母材的化學成分均符合標準GB/T 9711-2011《石油天然氣工業管線輸送系統用鋼管》的要求。

2.3 力學性能

依據ASTM A370-2015《鋼產品力學性能試驗方法和定義》標準，采用UTM5305電子拉力試驗機對匯管母材試樣(縱向試樣,標距段尺寸為38.1 mm×50 mm)進行拉伸試驗，結果見表2。由表2可見：匯管母材的力學拉伸性能滿足GB/T 9711-2011《石油天然氣工業管線輸送系統用鋼管》的要求。

表1 試樣的化學成分Tab. 1 Chemical composition of the samples %

表2 母材的力學性能Tab. 2 Mechanical properties of the base metal

2.4 金相組織

依據標準GB/T 13298-1991《金屬顯微組織檢驗方法》，GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定標準評級圖顯微檢驗方法》，GB/T 6394-2002《金屬平均晶粒度測定法》，采用MeF3A金相顯微鏡，OLS 4100激光共聚焦顯微鏡，對焊縫試樣和彎頭試樣的組織、晶粒度和非金屬夾雜物進行分析，見圖2～4。結果表明：外焊縫金相組織均為晶內針狀鐵素體+粒狀貝氏體+珠光鐵素體+鐵素體；內焊縫金相組織均為鐵素體+珠光體；外焊縫熔合區金相組織為粒狀貝氏體+鐵素體珠光組織+鐵素體魏氏組織；外焊縫細晶區金相組織為鐵素體+珠光體；內焊縫熱影響區金相組織為鐵素體+珠光體。彎頭金相試樣腐蝕坑表面可見灰色腐蝕產物，金相組織為鐵素體+珠光體，晶粒度為8.0級。

2.5 微觀形貌

取焊縫穿孔試樣和彎頭腐蝕坑試樣進行能譜分析，結果表明：焊縫穿孔試樣的腐蝕產物主要含O、Fe、C元素，還含有一定量的Si、Ca、Cl等；彎頭腐蝕坑試樣的腐蝕產物主要為Fe、O、Ca、C、Na、Si，還含有少量的S、Cl元素，見表3和表4。

(a) 焊縫低倍 (b) 外焊縫 (c) 內焊縫 圖2 焊縫顯微組織Fig. 2 Metallographic structure of the weld: (a) low magnification of the weld; (b) outer weld; (c) inside weld

(a) 外焊縫熔合區 (b) 外焊縫細晶區 (c) 內焊縫熱影響區圖3 焊縫熱影響區組織Fig. 3 Metallographic structure of the weld HAZ: (a) out weld bond zone; (b) outer weld fine grained zone; (c) inside weld HAZ

(a) 低倍

(b) 高倍圖4 彎頭腐蝕坑周圍金相組織Fig. 4 Metallographic structure of elbow around etch pits: (a) at low magnification; (b) at high magnification

表3 焊縫穿孔位置能譜分析結果Tab. 3 EDS analysis results of the weld at perforated area

表4 彎頭腐蝕坑處能譜分析結果Tab. 4 EDS analysis results of elbow at the area of the etch pits

2.6 XRD物相組成

將匯管內壁腐蝕產物刮下并進行研磨，利用X射線衍射儀(XRD)進行物相分析，結果如圖5所示。結合腐蝕產物能譜分析結果，腐蝕產物所包含的物相有CaCO3、FeCO3、Fe3O4、FeSO4、CaSO4和SiO2。

圖5 腐蝕產物的XRD圖譜Fig. 5 XRD pattern of the corrosion products

3 失效原因

3.1 材料性能

從以上匯管的理化檢驗結果可以看出，該匯管化學成分、拉伸性能、金相組織均等各項性能均未見異常，符合相關標準的要求。

3.2 服役環境

材料的腐蝕往往都是因為環境造成的。從工況調研數據可以看出，采出水具有高礦化度，高含氯離子(124 600 mg/L)，天然氣中含有一定量的CO2。

理化檢驗結果表明腐蝕產物中的硫元素可能是原油所中含的硫，而碳和氯主要是因為CO2和Cl-對碳鋼腐蝕所形成的。有研究表明，碳鋼在含Cl-環境中的CO2腐蝕隨Cl-量的增大，呈先增大后逐漸減小的趨勢，Cl-質量分數為2 000 mg/L時，腐蝕速率最大，當Cl-質量分數為10 000 mg/L時，腐蝕受到抑制[6]。由此以推斷，該匯管輸送的介質具有一定的腐蝕性，對普通碳鋼主要是CO2腐蝕。

當金屬表面有腐蝕產物(FeCO3)、垢(CaCO3)或其他的腐蝕產物膜時，其表面性質和反應機理將發生變化。陽極反應變化不大，但反應速率會明顯減小，這主要是陰極反應及其機理可能發生改變。有腐蝕產物覆蓋時，能夠很好地解釋腐蝕電化學在其中發生及擴展過程中所起作用的機理，即不同覆蓋度的區域之間形成了具有很強自催化特性的腐蝕電偶或閉塞電池。

3.3 腐蝕原因

失效管樣材質為L245鋼，屬普通碳鋼，按3.2節所述，若其在所服役環境中直接使用，會發生較嚴重的腐蝕，因此采用了內涂層加焊縫補口的防腐蝕工藝措施，以避免匯管發生CO2腐蝕。而在實際使用過程中，材料內表面的涂層可能由于制造質量不佳，在腐蝕性環境中長期浸泡，加之流體沖刷、管線振動等多種因素的作用，致使涂層起泡、脫落而露出碳鋼管的本體，從而導致腐蝕。從實際發生失效的管樣來看，該生產匯管內壁存在大量腐蝕坑和麻點，且腐蝕部位均無涂層存在。腐蝕坑較集中的地方主要在焊縫、彎管區域，這表明焊縫及彎頭部位為涂層易損薄弱環節。其中,焊縫部位可能由于補口質量不過關，涂層結合力不佳，彎頭部位則可能是由于流體沖刷作用，如果涂層的結合力和韌性不足，也會導致涂層減薄和脫落。

綜上所述，該管線在所服役的工況環境中，由于多種原因導致涂層脫落而露出金屬本體，裸露部位由于環境的作用發生了CO2腐蝕，進而導致管線穿孔失效，其中焊縫及彎頭部位涂層更容易脫落，因此腐蝕也更為嚴重。

4 結論

(1) 該失效匯管的材料理化性能未見異常，其化學成分、力學性能等均滿足標準要求。

(2) 匯管發生穿孔失效的主要原因為涂層失效露出金屬本體后發生了CO2腐蝕，進而導致穿孔。而焊縫及彎頭部位涂層更容易脫落，因此腐蝕也更為嚴重。

參考文獻：

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