选择大庆油田某主力区块地面注采系统作为研究对象，对其进行原油集输系统掺水（简称掺水）与水源井清水（简称清水）节点取样，分析其电化学腐蚀与冲蚀方面的理化性质^[22−24]。掺水取样分别取自单井N4-31-X掺水阀、单井N4-40-X掺水阀及计量间N4-B-50305掺水阀，清水取样分别取自注水井N5-10-X井口和注水井N4-31-X井口，其同时作为本工作中对原油集输过程季节性停掺管道进行顶替的介质理化性质选取依据。

1.1.1 矿化度

矿化度作为反映管输介质化学成分的重要指标，用于评价介质中总的含盐量。其中，HCO₃^－、Cl^－ 等阴离子是判别水型、反映酸碱度的主要依据；Ca^2＋、Mg^2＋则是典型的成垢阳离子；SO₄^2－的质量浓度变化可结合介质中硫酸盐还原菌的数量，用于评定管输系统中硫化物等腐蚀产物的形成机理^[25−27]。考虑掺水介质受区块实施化学驱影响而含有一定量的聚合物，采用以质量法与电导法相结合为主、以离子色谱分析为辅的方法测定掺水与水源井清水的矿化度（表1）。可见，掺水介质总矿化度为5 300～5 700 mg/L，其中Cl^－ 质量浓度为800～900 mg/L， Ca^2＋与 Mg^2＋的总质量浓度为25～35 mg/L；清水介质平均总矿化度约为570 mg/L，其中Cl^－ 质量浓度为35～50 mg/L，Ca^2＋、Mg^2＋质量浓度为30～35 mg/L。随着介质矿化度的增大，钢制管道的腐蚀程度往往会呈现先增大后减小的趋势，其主要原因是矿化度增大时，介质电导率增大，促进腐蚀发展；当矿化度继续增大时，Ca^2＋、Mg^2＋、SO₄^2－、HCO₃^－等离子的结垢趋势同步增强，其在管道壁面形成氧化膜的致密性提高，致使腐蚀减缓。

表1 管输系统内掺水与水源井清水离子质量浓度表Table 1 Ion mass concentration of water blended in pipeline transportation system and clear water from source wells

1.1.2 固相颗粒质量浓度及尺寸

采用质量法测定掺水与清水中固相颗粒的质量浓度，并基于聚焦光束反射法（Focused Beam Reflectance Measurement, FBRM）分析固相颗粒的粒径及数量分布（表2）。可见，掺水介质中的固相颗粒质量浓度及其平均粒径均较大，分别约为380 mg/L、65 μm；清水介质中的固相颗粒质量浓度约为6 mg/L，其平均粒径约为4 μm。通常，随固相颗粒粒径增大，管道内腐蚀速率先增大后减小，其原因是粒径较小时，颗粒自身惯性较低，对管壁的冲击力较弱；随着粒径增大，其质量、惯性增加，动能增大，对管道内壁的冲击增强，腐蚀速率增大；当粒径继续增大时，单个颗粒动能增大，但颗粒数量减少，冲击频率降低，冲击减弱，从而使腐蚀速率减小并逐渐趋缓。

表2 管输系统掺水与清水中固相颗粒质量浓度及尺寸测定结果表Table 2 Determination results of solid particle mass concentration and size in water blended in pipeline transportation system and clear water

此外，依次分析掺水与清水的电导率、 pH值、黏度、密度及细菌含量，结果显示掺水与清水的平均电导率分别为0.707×10⁴ µS/cm、0.050×10⁴ µS/cm，平均pH值分别为7.57、8.13，黏度均近似为1 mPa∙s，密度均接近1 000 kg/m³。对于清水，硫酸盐还原菌（Sulfate-Reducing Bacteria, SRB）、腐生菌（Total Gen-eral Bacteria, TGB）、铁细菌（Iron Bacteria, FB）的平均含量分别为25个/mL、25个/mL、110个/mL；对于掺水介质， SRB、 TGB、 FB的平均含量分别可达到11 000个/mL、4 750个/mL、2 500个/mL。

根据大庆油田某主力区块典型失效管段的基础运行资料，掺水管道敷设过程中存在的弯管及低洼区域是运行过程中发生腐蚀的重点部位（图3）。对于此类低洼区域，在停掺集输期间，会不同程度积存积液，给季节性停掺运行带来潜在的内腐蚀风险。针对此类现象，选择20钢管材作为实验对象，管道规格选择为60 mm×4.0 mm（直径D×壁厚d）、弯径比取1.5倍直径、敷设倾角设为150°，兼顾流动过程的稳定与计算时长，入口、出口直管段长度均设为0.5 m（图4）。

图3 150° 敷设倾角的低洼区域特征实物图Fig. 3 Characteristic photo of pipeline segment with a laying dip angle of 150° in low-lying area

图4 两种管道特征描述及基础物理模型图Fig. 4 Characteristic description and basic physical model

季节性停掺运行时，积液量占低洼区域有效空间体积的30％、50％、80％；停掺积液管道进行压缩空气扫线时，积液量占低洼区域有效空间体积由30％减至20％、10％、5％。基于管输介质特性实验分析结果及掺水管道运行工况^[29]，设置模拟参数（表3）。根据上述条件，建立积液管道物理模型（图5）。

表3 季节性停掺管道模拟参数设置表Table 3 Setting of simulation parameters for the pipeline with seasonal blending shutdowns

图5 积液管道物理模型（以积液量占低洼区域有效空间体积30％为例）图Fig. 5 Physical model of liquid accumulation pipeline (using a liquid accumulation of 30% of the effective volume of space in the low-lying area)

以管道入口截面为源面、出口截面为目标面，沿流动方向扫掠剖分，生成结构化网格。同时，为提高特征区域流体流动解析度，对倾角处进行局部加密（图6）。

图6 掺水管道基础物理模型网格剖分图Fig. 6 Mesh generation diagram of basic physical model for the water-blended pipeline

对于可能遭受冲蚀的金属管道，其物理模型涉及的基本数学方程主要有连续性方程^[30]、动量方程^[31]、RNG k-ε湍流模型^[32]。冲蚀速率的定义为壁面材料在单位时间内单位面积上材料的质量损失，在此次研究中，通过计算流体相内的全部颗粒对壁面累计损伤获取壁面的总腐蚀速率E_flow：

式中：A为网格单元面积，m²；m_π为冲击壁面颗粒的质量流量，kg/h；e_r为冲蚀速率，kg/（m²·s）。

对于绝大多数金属材料，冲蚀可通过粒子冲击角及速度两者的关系函数表示^[32]：

式中：M为无量纲质量；v_D为颗粒碰撞速度； f（γ） 为颗粒冲击角函数。

对于电化学腐蚀研究，通常情况下采用式（3）～式（6）的方程用于描述电化学反应期间溶液中的电流场分布^[33]。

在电极表面，其表达式为：

在电解质溶液中，其表达式为：

电极与电解质界面的电势差η为：

式中：i_s、i_l分别为电极、电解质溶液中的电流密度，A/m²；φ_s、φ_l、φ_eq分别为电极电势、电解质电势、平衡电势，V；σ_s 、 σ_l 分别为电极、电解质电导率，S/m。

将最大冲蚀速率与最大电化学腐蚀速率之和定义为最大腐蚀速率。由掺水管道内腐蚀失效行为数值模拟结果（图7～图 10）可见，随着流速增大，敷设倾角位置区域流场突变愈发显著，这将直接作用于掺水介质中固相颗粒的旋转运动，增加其动能，促进对该区域管壁的冲刷。同样，冲蚀特征也显示管道入口段与敷设倾角位置区域冲蚀情况相对较为严重，这主要是由于固体颗粒在管道入口位置释放，与管道入口壁面碰撞概率增大，且在合力作用下对敷设倾角位置区域产生较为严重的冲刷^[34−37]。对电化学腐蚀速率进行分析：在管道入口段，由于腐蚀性离子浓度分布集中、电化学腐蚀电位相对较低，使得电化学腐蚀特征较为突出，表现为敷设倾角位置区域的电化学腐蚀特征增强，其原因主要是该区域的流场突变促使腐蚀性离子集中，引起潜在的垢下腐蚀。综合了冲蚀与电化学腐蚀的内腐蚀速率，在多物理场耦合作用下，掺水流速从1.0 m/s增至3.0 m/s时，其最大腐蚀速率从0.207 mm/a增至0.253 mm/a。

图7 掺水管道流场速度分布云图Fig. 7 Flow field velocity distribution of the water-blended pipeline

图8 掺水管道冲蚀速率分布云图Fig. 8 Erosion rate distribution of the water-blended pipeline

图9 掺水管道电化学腐蚀速率分布云图Fig. 9 Electrochemical corrosion rate distribution of the water-blended pipeline

图 10 不同掺水流速下管道内腐蚀最大速率统计图Fig. 10 Statistical chart of the maximum internal corrosion rate for the pipeline at different water-blended flow velocities

讨论积液量对腐蚀行为的影响。首先，不考虑停掺后积液的温度变化，按照季节性停掺5个月的生产运行实际，模拟掺水管道停掺积存不同积液量时的内腐蚀行为特性（图 11），可见相比于积液区域，不同积液量时积液界面处的腐蚀均加重。进一步提取积液段xz纵断面上、下壁面对应沿线的腐蚀深度值，获得积液段壁面腐蚀深度分布特征（图 12）。可见，积液段纵断面下壁面沿线腐蚀深度大于上壁面沿线腐蚀深度，且随着积液量增多，腐蚀深度增大，当积液量从30％依次增至50％、80％时，下壁面沿线腐蚀深度平均增加1.17％、1.87％，上壁面沿线腐蚀深度平均增加0.92％、0.95％，下壁面沿线腐蚀深度增幅大于上壁面。在积液量超过低洼区域有效空间体积50％时，腐蚀深度增幅减缓，管道壁面腐蚀深度趋于稳定。

图 11 不同积液量时的掺水管道内腐蚀行为特性云图Fig. 11 Internal corrosion behavior of the water-blended pipeline for varying liquid accumulation volumes

图 12 不同积液量时积液段壁面腐蚀深度分布曲线Fig. 12 Distribution curve of corrosion depth on the wall in liquid accumulation segment for varying accumulation volumes

结合等温环境下积液量对管道内腐蚀行为特性影响的数值模拟结果，选取积液量为50％的停掺管道作为物理对象，考虑年停掺月份地温的时间、空间变化及其带来的积液温度改变，进一步研究积液时长对掺水管道内腐蚀行为特性的影响。管顶埋深1 m处的地温根据停掺时间5—9月的实际地温选取，热通量基于式（8）确定：

式中：q为热通量，W/m²；h为传热系数，W/（m² · K）；T_w为积液初始温度，K；T为地温，K。

假定停掺积液初始温度323.15 K，且认为积液温度分布均匀，设置停掺月份管顶埋深1 m处地温的插值函数作为地温边界条件，引入积液、管道与周围土壤环境的换热特性，开展非等温环境下积液时长对掺水管道内腐蚀行为特性影响的数值模拟（图 13）。可见，在不同积液时长下，相比于积液区域，积液界面处的腐蚀均加重。提取积液段纵断面上、下壁面对应沿线的腐蚀深度（图 14），可见，积液段纵断面下壁面沿线腐蚀深度大于上壁面沿线，且随着积液时长的增加，腐蚀深度均增加。当积液时长从30 d依次增至60 d、90 d、120 d、150 d时，下壁面沿线腐蚀深度平均增加7.3％、19.8％、27.5、41.2％，上壁面沿线腐蚀深度平均增加6.6％、17.8％、25.2％、38.5％。这同样体现出沿线腐蚀深度增幅变缓，且下壁面腐蚀深度略大于上壁面腐蚀深度的特征。

进一步对比积液量50％、积液时长150 d停掺管道在等温环境与非等温环境下的积液段壁面平均腐蚀深度（图 15）。可见，在非等温环境中，积液段上、下壁面沿线的腐蚀深度更大，相比于“等温”环境，上、下壁面沿线的平均腐蚀深度增幅均超过 25％，分别为27.3％、27.7％。停掺管道在停掺前期，即积液、管道、周围土壤环境之间存在换热过程时，其腐蚀行为更为突出。

图 13 不同积液时长条件下掺水管道内腐蚀深度分布云图Fig. 13 Distribution of corrosion depth in the water-blended pipeline for varying liquid accumulation durations

图 14 不同积液时长时积液段壁面腐蚀深度分布曲线Fig. 14 Distribution curve of corrosion depth on the wall in liquid accumulation segment for varying accumulation durations

图 15 不同温度场环境积液壁面平均腐蚀深度特征对比图Fig. 15 Characteristic comparison of average corrosion depth on the wall of liquid accumulation segment in different temperature field environments

掺水管道停掺前，为防控管道的腐蚀失效，可使用清水对管内介质实施顶替。由清水顶替过程的流场速度分布特征（图 16～图 19）可见，与掺水流动相比，流场速度分布特征并无明显区别，显著的流场突变仍出现在敷设倾角位置区域，管道发生冲刷腐蚀的区域较为分散，其原因为清水介质中固体颗粒含量、粒径均较小，对某一区域长时间的碰撞或切削有限。但是，管道入口及敷设倾角位置区域的冲蚀情况相对较为严重，且向坑蚀特征发展，其原因为固体颗粒在管道入口位置释放，在管道入口壁面碰撞概率增大，且在合力作用下对敷设倾角位置区域产生较为严重的冲刷。对电化学腐蚀特征进行分析发现，其与掺水运行条件下的电化学腐蚀特征相同，在管道入口段，由于腐蚀性离子浓度分布集中、电化学腐蚀电位相对较低而使得电化学腐蚀特征较为突出。冲蚀与电化学腐蚀的综合最大腐蚀速率为0.047 mm/a。对比掺水运行与停掺清水顶替的最大腐蚀速率分布，在相同流速工况下，停掺管道清水顶替的最大腐蚀速率平均降低近85％，表明掺水管道停掺前使用清水顶替措施能够有效防控腐蚀失效。

图 16 季节性停掺管道清水顶替防控措施后流场速度分布云图Fig. 16 Flow field velocity distribution of the pipeline with seasonal blending shutdowns after clear water displacement

图 17 季节性停掺管道清水顶替防控措施后冲蚀速率分布云图Fig. 17 Erosion rate distribution of the pipeline with seasonal blending shutdowns after clear water displacement

图 18 季节性停掺管道清水顶替防控措施后电化学腐蚀速率分布云图Fig. 18 Electrochemical corrosion rate distribution of the pipeline with seasonal blending shutdowns after clear water displacement

图 19 季节性停掺管道清水顶替防控措施后管道内腐蚀最大速率统计图Fig. 19 Statistical chart of maximum internal corrosion rate for the pipeline with seasonal blending shutdowns after clear water displacement

除清水顶替外，还可使用压缩空气扫线对管道腐蚀进行防控。由停掺扫线形成低积液量管段的内腐蚀深度分布（图 20）可见，经压缩空气扫线后，流体域与空气域的交界面及未扫除掺水的积液位置仍是腐蚀突出的区域。分析压缩空气扫线后不同积液量管段壁面平均腐蚀深度分布（图 21），可见，扫线减少积液量后，腐蚀深度减小，且在未扫除积液量从30％减至20％、10％、5％时，管道纵断面上壁面沿线腐蚀深度分别减小28.2％、51.9％、65.2％，下壁面沿线腐蚀深度分别减小26.8％、49.0％、66.0％，腐蚀深度平均减小 27.5％、50.5％、65.6％。但与之相比，清水顶替措施的防控效果更加显著，同时考虑集输工艺设施的可操作性，清水顶替是掺水管道季节性停掺运行前最适宜采取的防控对策。

图 20 季节性停掺管道扫线防控腐蚀失效模拟结果图Fig. 20 Simulation results of corrosion failure for the pipeline with seasonal blending shutdowns after pipeline purging

图 21 实施扫线防控后不同积液量壁面平均腐蚀深度特征对比图Fig. 21 Characteristic comparison of average corrosion depth on the wall with different liquid accumulation volumes after pipeline purging