溫度和湍流對Cr合金鋼環(huán)烷酸腐蝕的影響

汪 磊，李會(huì)峰，周 煜,2，潘紫微，饒思賢,2

(1 安徽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 馬鞍山 243032； 2 合肥通用機(jī)械研究院,合肥 230031)

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溫度和湍流對Cr合金鋼環(huán)烷酸腐蝕的影響

汪 磊1，李會(huì)峰1，周 煜1,2，潘紫微1，饒思賢1,2

(1 安徽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 馬鞍山 243032； 2 合肥通用機(jī)械研究院,合肥 230031)

對環(huán)烷酸腐蝕控制機(jī)制分析推測高溫高流速下lnv與 (-1/T)間的規(guī)律。對API581中Cr合金鋼的腐蝕數(shù)據(jù)進(jìn)行分析及模擬實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明:lnv-(-1/T)之間存在線性規(guī)律，應(yīng)用lnv-(-1/T)線性規(guī)律可以較準(zhǔn)確預(yù)測不同溫度下Cr合金鋼的平均環(huán)烷酸腐蝕速率。根據(jù)Fluent模擬得到不同條件下腐蝕試樣表面的湍流分布，將試樣表面湍流分布與表面3D腐蝕深度關(guān)聯(lián)后可明確湍流強(qiáng)度會(huì)顯著影響局部腐蝕深度。在2%弱湍流區(qū)，局部最大腐蝕深度與總平均腐蝕深度比值僅為1.56，但在8%湍流強(qiáng)度下，兩者比值可大于3.7，影響程度隨湍流強(qiáng)度的增加呈曲線快速提高。

溫度；湍流；環(huán)烷酸腐蝕；鉻合金鋼；腐蝕

現(xiàn)今進(jìn)口原油價(jià)格居高不下，而高酸原油價(jià)格相對較低，且國產(chǎn)原油多為高酸原油，為提高經(jīng)濟(jì)效益，我國大量煉油企業(yè)轉(zhuǎn)向煉制高酸原油。經(jīng)過長期的技術(shù)攻關(guān)，我國已基本掌握高酸原油的煉制技術(shù)，現(xiàn)高酸原油加工量已占原油煉制總量的30%以上。由于煉制高酸原油時(shí)存在環(huán)烷酸腐蝕，煉油裝置的腐蝕問題較為嚴(yán)重。雖然高酸原油煉制企業(yè)大部已進(jìn)行工藝改進(jìn)或設(shè)備適應(yīng)性改造以降低腐蝕，但在彎頭、三通、泵等存在高速湍流的部位環(huán)烷酸腐蝕依然嚴(yán)重，嚴(yán)重影響了煉制裝置的長周期安全運(yùn)行。因此，明確高溫環(huán)烷酸腐蝕規(guī)律對指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)/優(yōu)化、工藝改進(jìn)以實(shí)現(xiàn)設(shè)備長周期安全運(yùn)行具有重要意義。

環(huán)烷酸為復(fù)雜有機(jī)羧酸混合物，腐蝕反應(yīng)在高溫下進(jìn)行且影響因素眾多[1]，因此對環(huán)烷酸腐蝕研究進(jìn)展較緩慢。已確定影響環(huán)烷酸腐蝕的重要因素有溫度[2,3]、酸值[4-7]、環(huán)烷酸組成[8-11]、活性硫化物含量[12-16]、介質(zhì)流速與湍流狀態(tài)[17，18]、介質(zhì)物理狀態(tài)及材質(zhì)[19-21]等，要明確環(huán)烷酸腐蝕的規(guī)律顯然需要對上述因素分別進(jìn)行研究。在這些因素中溫度是影響環(huán)烷酸腐蝕的極為重要的因素，已有的研究表明[2,3]，環(huán)烷酸腐蝕產(chǎn)生的溫度在220～400℃之間，低于220℃時(shí)基本不發(fā)生腐蝕，高于400℃時(shí)環(huán)烷酸分解，環(huán)烷酸腐蝕為在液(氣)/固界面上發(fā)生的化學(xué)腐蝕。存在臨界溫度表明環(huán)烷酸腐蝕為吸熱過程，具有較高活化能壘。已有的研究表明，環(huán)烷酸腐蝕速率與溫度間存在經(jīng)驗(yàn)線性規(guī)律，碳鋼、低合金鋼及410不銹鋼的腐蝕溫度每升高55℃腐蝕速率大約提高2倍[1,2]，但這種經(jīng)驗(yàn)規(guī)律是不太精確的，不同鋼種及不同產(chǎn)地的高酸原油必然存在差異。要確定環(huán)烷酸腐蝕的量化規(guī)律并建立腐蝕預(yù)測模型，首先必須明確溫度對不同材料的環(huán)烷酸腐蝕影響規(guī)律。由于環(huán)烷酸腐蝕往往在彎頭、三通等部位最為嚴(yán)重，在這些區(qū)域湍流顯著，因此湍流對環(huán)烷酸腐蝕的影響也非常顯著。已有的研究只是明確了湍流對環(huán)烷酸腐蝕存在影響，但影響程度多大并未能明確。由于高酸原油煉油企業(yè)的大量構(gòu)件使用材料含Cr合金鋼，所以對含Cr合金鋼的環(huán)烷酸腐蝕進(jìn)行研究還是很有必要的。本工作探討了含Cr合金鋼腐蝕速率與溫度間的線性關(guān)系，并通過擬合總結(jié)規(guī)律；再以Cr5Mo為例，對Cr5Mo環(huán)烷酸腐蝕試樣表面形貌進(jìn)行掃描，分析環(huán)烷酸腐蝕在不同湍流區(qū)域的局部腐蝕深度，明確湍流對環(huán)烷酸腐蝕的影響。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)材料選用Cr5Mo合金鋼，其化學(xué)成分如表1所示，熱處理狀態(tài)為調(diào)質(zhì)狀態(tài)。材料取自制造實(shí)際容器的板材余料并加工成外徑18mm、內(nèi)徑3mm、厚度3mm圓環(huán)試樣，試樣安裝示意圖如圖1所示。試樣表面用1000#砂紙打磨后拋光，除油并去離子水洗后吹干稱重。介質(zhì)為高溫合成導(dǎo)熱油(高純度二芐甲基甲苯)與精致環(huán)烷酸配制而成，酸值4.6mgKOH/g。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后及時(shí)測定介質(zhì)酸值并補(bǔ)充酸值到指定范圍，試樣取出后用無水乙醇清洗及丙酮除油，用超聲波清洗除去腐蝕產(chǎn)物，再次清洗后干燥24h稱重。根據(jù)試樣質(zhì)量變化來計(jì)算平均腐蝕速率，使用Hirox-7700視頻顯微鏡和Supra430掃描電鏡觀察試樣表面形貌；使用Hirox-7700進(jìn)行表面3D形貌掃描。

表1 Cr5Mo合金鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

圖1 試樣安裝示意圖Fig.1 Installation diagram of specimen

1.2 實(shí)驗(yàn)條件與實(shí)驗(yàn)設(shè)備

考慮到低于220℃時(shí)環(huán)烷酸基本不腐蝕和高于400℃時(shí)環(huán)烷酸發(fā)生分解，實(shí)驗(yàn)中主要考察的溫度區(qū)間為240～360℃，選取溫度點(diǎn)間隔為20℃。使用通用機(jī)械研究院的高溫高流速環(huán)烷酸腐蝕模擬裝置進(jìn)行管流實(shí)驗(yàn)。管流實(shí)驗(yàn)裝置示意圖如圖2所示，該套裝置可實(shí)現(xiàn)流體的高溫高流速環(huán)境，能夠模擬0～400℃及0～50m/s流速的環(huán)烷酸腐蝕，實(shí)際實(shí)驗(yàn)中采用管流速度為19.7m/s。

圖2 管流實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Sketch of pipe flow simulation device

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 環(huán)烷酸腐蝕控制機(jī)制對環(huán)烷酸腐蝕速率影響

環(huán)烷酸腐蝕為在金屬和高酸原油相界面上進(jìn)行的化學(xué)腐蝕，不具備電化學(xué)腐蝕的條件，因此環(huán)烷酸腐蝕反應(yīng)需要通過有機(jī)羧酸分子與金屬原子碰撞來完成反應(yīng)過程。環(huán)烷酸腐蝕在阻礙介質(zhì)流動(dòng)的區(qū)域如彎頭、三通等部位最為嚴(yán)重，在這些區(qū)域的流速及湍流均較強(qiáng)，因此，反應(yīng)物及產(chǎn)物的傳質(zhì)、吸脫附過程均不會(huì)成為腐蝕反應(yīng)的控制步驟，環(huán)烷酸腐蝕的速率主要取決于腐蝕反應(yīng)本身。環(huán)烷酸腐蝕總反應(yīng)式為2RCOOH+Fe—Fe(OOCR)2+H2，但實(shí)際腐蝕過程需要多個(gè)基元反應(yīng)才能完成。

由于環(huán)烷酸本身為復(fù)雜的有機(jī)羧酸混合物，環(huán)烷酸腐蝕為在高溫下進(jìn)行的化學(xué)反應(yīng)過程，通過傳統(tǒng)化學(xué)方法來確定其控制步驟很難實(shí)現(xiàn)，只能依據(jù)分析來推斷腐蝕過程的控制步驟。根據(jù)總反應(yīng)式假設(shè)整個(gè)腐蝕反應(yīng)至少存在兩個(gè)基元反應(yīng)：

Fe+RCOOH→FeRCOO+H

(1)

FeRCOO+RCOOH→Fe(RCOO)2+H

(2)

在第二個(gè)基元反應(yīng)中金屬基體已不參與其反應(yīng)過程，其存在的作用只是將第一個(gè)基元反應(yīng)中生成的中間產(chǎn)物轉(zhuǎn)化為最終產(chǎn)物，與金屬管道腐蝕直接相關(guān)的只有基元反應(yīng)(1)。并且基元反應(yīng)(2)完成后反應(yīng)產(chǎn)物在管道中被迅速?zèng)_走，故基元反應(yīng)(2)對基元反應(yīng)(1)的影響很小。因此整個(gè)腐蝕過程主要取決于第一個(gè)基元反應(yīng)的腐蝕速率。

由于管道中高酸原油高速流動(dòng)，原油介質(zhì)中由于腐蝕導(dǎo)致環(huán)烷酸的損失相對油料中的含酸量可忽略不計(jì)，因此同一段管道中原油的成分及含酸量可以認(rèn)為不變。第一個(gè)基元反應(yīng)中反應(yīng)物Fe為固相，有機(jī)羧酸含量不變，那么第一個(gè)基元反應(yīng)為零級(jí)反應(yīng)，其腐蝕速率滿足關(guān)系式v=k1[RCOOH][Fe]，這樣其腐蝕速率正比于第一個(gè)基元反應(yīng)的速率常數(shù)k1。根據(jù)阿累尼烏斯公式[22]其速率常數(shù)滿足

(1)

式中：A為反應(yīng)速率常量；Ea為反應(yīng)活化能；R為摩爾氣體常數(shù)；T為絕對溫度，因此環(huán)烷酸的腐蝕速率v∝k1∝exp(-Ea/RT)。這樣理論上腐蝕速率與溫度之間lnv正比于(-1/T)。

2.2 溫度對環(huán)烷酸腐蝕速率的影響

為了驗(yàn)證環(huán)烷酸腐蝕控制機(jī)制分析結(jié)果的正確性，首先對API581[23]中(5%,7%, 9%,12%)合金鋼的環(huán)烷酸腐蝕數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析。當(dāng)S含量低于0.2%時(shí)，對5個(gè)總酸值(Total Acid Number， TAN)水平(TAN<0.7，0.7≤TAN≤1.5，1.6≤TAN≤2.0，2.1≤TAN≤4.0，TAN>4.0)下的環(huán)烷酸腐蝕進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖3所示?？梢钥闯觯g速率與溫度之間主要呈曲線規(guī)律，但由于部分曲線接近直線形狀，所以可以根據(jù)線性規(guī)律粗略估算其腐蝕速率。但腐蝕速率顯然與材料及其所處溫度區(qū)間有關(guān)，部分條件下確實(shí)表現(xiàn)出經(jīng)驗(yàn)規(guī)律中每升高55℃速率提高2倍的線性規(guī)律。由于在溫度高于320℃時(shí)環(huán)烷酸發(fā)生分解，因此高于320℃時(shí)環(huán)烷酸含量會(huì)降低并導(dǎo)致腐蝕速率下降。所以在結(jié)果分析時(shí)應(yīng)剔除溫度高于320℃(593K)的數(shù)據(jù)點(diǎn)。

圖3 不同酸值下Cr合金鋼的環(huán)烷酸腐蝕速率-溫度關(guān)系(硫含量≤0.2%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0Fig.3 Relationship between v and T of different chromium alloy steel at different TAN level (sulfur content≤0.2%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0

對圖3中的結(jié)果進(jìn)行l(wèi)nv-(-1/T)擬合得到圖4，可以看出低酸值條件下12%Cr合金鋼腐蝕速率較低，其腐蝕速率測量誤差大，與lnv-(-1/T)的線性規(guī)律吻合較差。但當(dāng)總酸值提高到2.0mgKOH/g以上時(shí)，腐蝕速率存在顯著提高，此時(shí)就可以較好地吻合lnv-(-1/T)線性規(guī)律；其他材料也存在同樣的問題，當(dāng)酸值低于0.7mgKOH/g時(shí)，上述材料的lnv-(-1/T)線性擬合結(jié)果均較差，當(dāng)酸值提高到0.7～1.5mgKOH/g時(shí)，5%Cr與7%Cr兩種材料已基本符合lnv-(-1/T)的線性規(guī)律，擬合的R2均在98%以上。當(dāng)酸值繼續(xù)提高到1.6～2.0mgKOH/g以上時(shí)，基本都呈現(xiàn)出lnv-(-1/T)的線性規(guī)律，線性擬合結(jié)果除12Cr外R2都在98%以上。酸值提高到2.0～4.0mgKOH/g時(shí)，4種材料腐蝕數(shù)據(jù)均能較好符合lnv-(-1/T)的線性規(guī)律。在酸值≥4.0mgKOH/g時(shí)也可得到同樣的結(jié)果。進(jìn)行線性擬合后可以看到4種材料lnv-(-1/T)擬合直線接近平行，這和阿累尼烏斯公式的結(jié)果也是相符合的，直線的斜率體現(xiàn)出4種材料的活化能基本接近。

圖4 不同酸值下Cr合金鋼的lnv-(-1/T)圖(硫含量≤0.2%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0Fig.4 Relationship between lnv and (-1/T) of different chromium alloy steel at different TAN level(sulfur content≤0.2%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0

根據(jù)上述的線性規(guī)律可以估算含Cr合金鋼發(fā)生環(huán)烷酸腐蝕時(shí)的活化能數(shù)值。含Cr合金鋼由于腐蝕速率相對低碳鋼較低，實(shí)驗(yàn)室誤差帶來的影響較大，但依然可以得到4種材料環(huán)烷酸腐蝕速率符合lnv-(-1/T)的線性規(guī)律。

硫化物含量提高可以促進(jìn)材料的環(huán)烷酸腐蝕。對S含量在0.21%～0.6%之間的腐蝕數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖5，6所示。圖5中的腐蝕數(shù)據(jù)顯示，不同酸值下腐蝕速率與溫度間依然呈曲線規(guī)律，基本不符合經(jīng)驗(yàn)的線性規(guī)律。而圖6中l(wèi)nv-(-1/T)的擬合結(jié)果符合線性規(guī)律，與圖4類似，但腐蝕數(shù)據(jù)中出現(xiàn)了少量不符合腐蝕規(guī)律的奇異點(diǎn)。 對更高硫化物含量下的不同酸值腐蝕數(shù)據(jù)的擬合結(jié)果也可以得到類似的結(jié)論，因此根據(jù)API581的數(shù)據(jù)及理論分析可以證明環(huán)烷酸腐蝕速率能更好地符合lnv-(-1/T)的線性規(guī)律，而不是經(jīng)驗(yàn)公式中的每升高55℃速率提高2倍。經(jīng)驗(yàn)公式中的大致線性規(guī)律只是lnv-(-1/T)線性規(guī)律的粗略表示。要精確預(yù)測環(huán)烷酸腐蝕速率，需要按照lnv-(-1/T)的線性規(guī)律來進(jìn)行預(yù)測。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證上述結(jié)果的正確性，對Cr5Mo進(jìn)行了相關(guān)的環(huán)烷酸腐蝕實(shí)驗(yàn)。根據(jù)失重法得到了總酸值為4.6mgKOH/g時(shí)不同溫度下的腐蝕數(shù)據(jù)(見圖7)。圖7中的平均腐蝕速率在高于320℃時(shí)顯著偏離了腐蝕速率持續(xù)上升的規(guī)律，引起原因只能歸因于高溫下環(huán)烷酸的分解導(dǎo)致總酸值降低。在剔除高于320℃的兩個(gè)溫度點(diǎn)后，對實(shí)驗(yàn)腐蝕數(shù)據(jù)按lnv-(-1/T)進(jìn)行擬合，擬合精度可以達(dá)到99%以上。

圖5 不同酸值下Cr合金鋼的環(huán)烷酸腐蝕速率-溫度關(guān)系(0.21%≤S含量≤0.6%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0Fig.5 Relationship between v and T of different chromium alloy steel at different TAN level(0.21%≤sulfur content≤0.6%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0

圖6 不同酸值下Cr合金鋼的lnv-(-1/T)圖(0.21%≤S含量≤0.6%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0Fig.6 Relationship between lnv and (-1/T) of different chromium alloy steel at different TAN level(0.21%≤sulfur content≤0.6%) (a)TAN<0.7;(b)0.7≤TAN≤1.5;(c)1.6≤TAN≤2.0;(d)2.1≤TAN≤4.0;(e)TAN>4.0

腐蝕實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)一步證明了理論分析得到的lnv-(-1/T)線性規(guī)律的正確性，所以含Cr合金鋼發(fā)生環(huán)烷酸腐蝕時(shí)的腐蝕速率用lnv-(-1/T)的線性規(guī)律來進(jìn)行預(yù)測會(huì)更加精確。

圖7 Cr5Mo 環(huán)烷酸在總酸值4.6mgKOH/g下的 lnv-(-1/T)圖(0°沖刷角)Fig.7 Relationship between lnv and (-1/T) of Cr5Mo at TAN of 4.6mgKOH/g(flushing angle of 0°)

2.3 湍流強(qiáng)度對局部環(huán)烷酸腐蝕的影響

由于環(huán)烷酸腐蝕在高流速及湍流的區(qū)域表現(xiàn)最為嚴(yán)重，實(shí)際流體的狀態(tài)及流態(tài)等因素都會(huì)對環(huán)烷酸腐蝕造成影響，這樣會(huì)導(dǎo)致環(huán)烷酸腐蝕局部腐蝕深度要明顯高于平均的腐蝕速率。所以在設(shè)計(jì)高酸原油結(jié)構(gòu)時(shí)僅參考不同溫度下的平均腐蝕速率是不合理的。

對Cr5Mo環(huán)烷酸腐蝕試樣320℃下腐蝕8h后的表面形貌進(jìn)行3D掃描表明，不同湍流區(qū)域的局部腐蝕深度會(huì)存在非常顯著的差異。在320℃下實(shí)驗(yàn)時(shí)測得的平均腐蝕速率為3.79mm/a,根據(jù)腐蝕時(shí)間8h換算后總體的平均腐蝕深度應(yīng)為3.47μm。圖8為Cr5Mo在低湍流(強(qiáng)度2%)下的形貌框圖。實(shí)驗(yàn)中測得在弱湍流區(qū)最大腐蝕深度為5.4μm(圖8(a)的A處)，可以看出局部的平均腐蝕深度在2.7～5.4μm之間，在弱湍流區(qū)的平均腐蝕深度與總體平均腐蝕深度比較接近，局部最大腐蝕深度與總體平均腐蝕深度比值為1.56，此時(shí)弱湍流對局部平均腐蝕深度及最大腐蝕深度影響并不顯著。圖9為Cr5Mo在高湍流(強(qiáng)度7.5%)下的形貌框圖。最大腐蝕深度可以達(dá)到13μm，局部的平均腐蝕深度在6.5～13μm之間(圖9(a)的B處)，此時(shí)局部的平均腐蝕深度與總體平均腐蝕深度比值應(yīng)在2以上，而最大腐蝕深度與總體平均腐蝕深度的比值大于3.7。此時(shí)可以看到，無論是局部平均腐蝕深度還是最大腐蝕深度，強(qiáng)湍流都有非常顯著的影響，尤其對于局部最大腐蝕深度影響最為顯著。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)流速為20m/s時(shí)，湍流強(qiáng)度為7.5%區(qū)域的腐蝕深度是2%湍流區(qū)域的2.5～3倍(圖10)。高湍流強(qiáng)度對環(huán)烷酸腐蝕速率的影響表現(xiàn)在兩個(gè)方面：一是局部平均腐蝕深度明顯提高；二是局部最大腐蝕深度急劇增大，如果附加溫度的影響或者湍流強(qiáng)度更高時(shí)局部最大腐蝕深度與總體平均腐蝕深度的差異還會(huì)更大。這也是在強(qiáng)湍流區(qū)為何設(shè)備出現(xiàn)快速減薄甚至穿孔的主要原因，也是在設(shè)計(jì)高酸原油煉制裝置結(jié)構(gòu)時(shí)特別需要注意的問題之一。

圖8 Cr5Mo在低湍流(強(qiáng)度2%)下的形貌框圖 (a)低湍流區(qū);(b)形貌框圖Fig.8 Local corrosion depth and wireframe morphology of Cr5Mo in low turbulence area (intensity at 2%) (a)low turbulence area;(b)wireframe morphology

圖9 Cr5Mo在高湍流(強(qiáng)度7.5%)下的形貌框圖 (a)高湍流區(qū);(b)形貌框圖Fig.9 Local corrosion depth and wireframe morphology of Cr5Mo in high turbulence area(intensity at 7.5%) (a)high turbulence area;(b)wireframe morphology

圖10 湍流強(qiáng)度對最大腐蝕深度的影響 Fig.10 Influence of turbulence intensity on max corrosion depth

3 結(jié)論

(1)對環(huán)烷酸腐蝕動(dòng)力學(xué)控制機(jī)制的分析表明，環(huán)烷酸腐蝕速率主要受腐蝕反應(yīng)自身控制，反應(yīng)物、產(chǎn)物的傳質(zhì)及吸脫附過程均不是環(huán)烷酸腐蝕的控制過程。環(huán)烷酸腐蝕速率v與溫度T之間符合lnv正比于(-1/T)的線性規(guī)律。

(2)API581中及腐蝕實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析證明，腐蝕速率v與溫度T間確實(shí)符合lnv正比于(-1/T)的線性規(guī)律，與理論分析吻合。經(jīng)驗(yàn)規(guī)律中溫度每升高55℃腐蝕速率提高2倍的規(guī)律是不精確的，腐蝕速率隨溫度的提高與溫度區(qū)間、材料及腐蝕介質(zhì)有關(guān)。使用lnv-(-1/T)線性規(guī)律預(yù)測環(huán)烷酸平均腐蝕速率比常用經(jīng)驗(yàn)公式更加準(zhǔn)確。

(3)湍流強(qiáng)度對局部最大腐蝕深度及局部平均腐蝕深度有顯著影響，影響程度隨湍流強(qiáng)度的加大而增強(qiáng)，8%湍流強(qiáng)度下局部最大腐蝕深度與總體平均腐蝕深度的比值大于3.7。

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Influence of Temperature and Turbulence on Naphthenic Acid Corrosion of Chromium Alloy Steel

WANG Lei1,LI Hui-feng1,ZHOU Yu1,2,PAN Zi-wei1,RAO Si-xian1,2

(1 School of Mechanical Engineering,Anhui University of Technology,Maanshan 243032,Anhui,China;2 Hefei General Machinery Research Institute,Hefei 230031,China)

Analysis on dynamic control mechanism of naphthenic acid corrosion indicated that the liner relationship between lnvand (-1/T) under high temperature and high flow rate. Analysis on corrosion data of Cr steel in API581 and the simulation experiment results both verify the linear relationship between lnvand (-1/T). The relationship between lnvand (-1/T) can be applied to predict the average naphthenic acid corrosion rate of Cr steel under different temperature. Turbulence distribution on the specimens can be obtained through simulation by the software of Fluent. Correlations between turbulence distribution and local surface 3D corrosion depth on the specimens prove that turbulence intensity can significantly influence the local corrosion depth. The ratio between local max corrosion depth and average corrosion depth in 2% turbulence area was only 1.56, but in 8% turbulence area, the ratio can reach above 3.7 times, the influence of turbulence on local corrosion depth increases with the turbulence intensity.

temperature;turbulence;naphthenic acid corrosion;chromium alloy steel;corrosion

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.12.006

TG172

A

1001-4381(2015)12-0031-08

“十二五”國家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2011BAK06B03)；863計(jì)劃資助項(xiàng)目(2012AA040103)；安徽工業(yè)大學(xué)優(yōu)秀創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)資助項(xiàng)目(000452)

2014-08-02;

2015-06-18

饒思賢(1978-)，男，副教授，博士，主要研究方向?yàn)榻饘俚母g與失效，聯(lián)系地址：安徽工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院(243032)，E-mail:snowdrio@126.com