西南某成品油X60鋼管道內(nèi)壁的模擬腐蝕行為分析

陳思雅，張 晨，熊道英，王 垚

(國(guó)家石油天然氣管網(wǎng)集團(tuán)有限公司華南分公司，廣東 廣州 510000)

0 前 言

汽油/柴油是成品油中運(yùn)輸量最大的油品,目前長(zhǎng)輸成品油輸運(yùn)管道主要存在以下問(wèn)題:(1)成品油管道中存在的泥沙、焊渣、鐵銹等機(jī)械雜質(zhì)會(huì)增大管底粗糙度、提高油品中游離水的吸附能力、促進(jìn)水的積存,增加管道內(nèi)壁的電化學(xué)腐蝕;(2)隨著成品油管道內(nèi)的壓力波動(dòng),凹陷處易發(fā)生腐蝕疲勞破壞,有80%的概率會(huì)使管道發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂[1];(3)成品油管道金屬損失較深處大部分位于焊接接頭處[2,3]。焊接接頭處的組織和成分不均,在成品油環(huán)境中極易形成電偶腐蝕,發(fā)生局部腐蝕[4]。目前投產(chǎn)時(shí)間5～10 a的成品油管道,其內(nèi)壁腐蝕問(wèn)題已逐步顯現(xiàn),如果發(fā)生管道泄漏引發(fā)安全事故,則會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的后果。

隨著管線鋼內(nèi)壁腐蝕問(wèn)題的逐漸凸顯,內(nèi)腐蝕研究成為當(dāng)下熱點(diǎn)。何湋等[5]對(duì)QL-ZB管段內(nèi)腐蝕情況進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn),管內(nèi)的腐蝕集聚是由建設(shè)期的內(nèi)腐蝕逐漸發(fā)展形成的,氧化腐蝕、微電池腐蝕以及建設(shè)期雜質(zhì)和水的非正常帶入均會(huì)造成內(nèi)壁活性內(nèi)腐蝕點(diǎn);梁平等[6]研究了X80管線鋼在NaHCO3溶液中的腐蝕行為,發(fā)現(xiàn)Cl-是引發(fā)管線鋼點(diǎn)蝕缺陷的重要原因,隨著Cl-濃度的提高,點(diǎn)蝕坑的數(shù)量和大小隨之增加,Cl-加速了管線鋼耐腐蝕性能的下降;田野等[7]對(duì)X80管道上凹陷區(qū)域進(jìn)行了應(yīng)變采集和殘余應(yīng)力測(cè)試,發(fā)現(xiàn)隨著凹陷深度的增加,腐蝕凹陷區(qū)的應(yīng)變幅急劇上升,并且凹陷區(qū)不同部位表現(xiàn)不同的殘余應(yīng)力分布狀態(tài);班慧勇[8]研究了不銹鋼復(fù)合鋼材焊接接頭在海洋環(huán)境中的耐蝕性能,發(fā)現(xiàn)由于電偶腐蝕的加速作用,不銹鋼復(fù)合鋼板的焊縫處腐蝕較少,基層碳鋼的腐蝕現(xiàn)象較為明顯。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)管線鋼內(nèi)腐蝕行為的研究主要集中在天然氣或原油管線,且多針對(duì)單一缺陷對(duì)管道內(nèi)腐蝕的影響,對(duì)成品油管線鋼在汽/柴油中的腐蝕行為及多種組合缺陷對(duì)管道內(nèi)腐蝕影響的研究較少。

X60管線鋼內(nèi)壁以一般金屬損失和坑狀腐蝕為主,部分區(qū)域存在環(huán)向凹溝和軸向凹溝。凹溝主要集中在管道底部,管體其他區(qū)域內(nèi)部較為光潔,一方面這可能與建設(shè)期壓力試驗(yàn)后清掃不徹底,存在積液有關(guān);另一方面,已有凹坑或化學(xué)成分不均勻的部位比其他部位更容易發(fā)生腐蝕,從而加大了局部腐蝕坑的面積及深度。因此,本工作以西南某成品油管道X60螺旋焊縫管線鋼為研究對(duì)象,從機(jī)械雜質(zhì)、含水率、管道缺陷3個(gè)方面對(duì)成品油管線鋼的內(nèi)壁腐蝕行為開展了模擬試驗(yàn)研究,總結(jié)相關(guān)研究成果,以期預(yù)防管線鋼在成品油中的腐蝕,為成品油管道安全運(yùn)行提供理論支持。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

某現(xiàn)役成品油管道尺寸為φ405.0 mm×9.5 mm的X60螺旋焊縫管線鋼,管道無(wú)內(nèi)涂層,運(yùn)行壓力為8 MPa,溫度30 ℃,流速1.5 m/s。管材按照GB/T 20125-2006和GB/T 223.40-2007進(jìn)行化學(xué)成分分析,結(jié)果如表1所示。

表1 成品油X60鋼管道化學(xué)成分分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition analysis of X60 refined oil pipeline(mass fraction)

該成品油管輸送的汽油、柴油物性如表2所示。

表2 成品油管道管輸柴油、汽油介質(zhì)物性分析Table 2 Analysis of physical properties of diesel oil and gasoline

管線鋼母材/焊接接頭試片,試驗(yàn)材料為X60鋼切片試件,從管線鋼的軸向方向,離內(nèi)表面2 mm處將其切割成帶有直徑6 mm孔洞的條狀試樣,尺寸為50 mm×10 mm×3 mm。試驗(yàn)前試樣表面用250,500,1 000號(hào)水砂紙逐級(jí)打磨,打磨好的試片分別用去離子水和無(wú)水乙醇清洗,然后用丙酮脫脂、無(wú)水乙醇沖洗后冷風(fēng)吹干、放入干燥器中備用。

管道內(nèi)機(jī)械雜質(zhì)沉積試片,使用服役管線的母材試片進(jìn)行腐蝕規(guī)律表征。

平滑凹陷試片,采用直徑2 mm球面壓頭在母材試片上壓制而成(球面壓痕法[7],在試片中心放置直徑D=2 mm的球面壓頭,通過(guò)一定的靜壓,使其在母材表面產(chǎn)生塑性變形,形成球冠形壓痕),如圖1所示。

圖1 平滑凹陷制備示意Fig. 1 Preparation of smooth depressions

試片規(guī)格均為50 mm×10 mm×3 mm,凹陷深度分別為0.2 mm(3%管徑)、0.4 mm(6%管徑)、0.6 mm(9%管徑)和0.8 mm(12%管徑)。

焊接接頭不同區(qū)域試片為服役的X60螺旋焊縫管線鋼管道原材。原材焊接接頭區(qū)域截取分別為焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)(如圖2所示),尺寸均為10 mm×10 mm×3 mm。

圖2 焊接接頭組織結(jié)構(gòu)示意Fig. 2 Structure diagram of welded joint

1.2 試驗(yàn)儀器及方法

1.2.1 腐蝕失重試驗(yàn)

腐蝕失重試驗(yàn)使用試片法建立腐蝕評(píng)價(jià)體系。在高溫高壓反應(yīng)釜(YZ8235)中盛放汽/柴油,添加不同體積分?jǐn)?shù)的自來(lái)水,試片使用細(xì)線懸掛于高溫高壓反應(yīng)釜中,測(cè)試溫度30 ℃,流速1.5 m/s,總壓力8 MPa,測(cè)試時(shí)間7 d。取出失重試片用酸洗液(12%HCl+1～2%六次甲醛四胺)除去表面的腐蝕產(chǎn)物,再進(jìn)行清洗烘干。用分析天平(Mettler toledo ME104E)稱重,通過(guò)腐蝕前后試片的失重來(lái)計(jì)算腐蝕速率。每組試驗(yàn)均重復(fù)3次,以確保試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確。腐蝕速率的計(jì)算采用失重法:

vcorr=10(W1-W2)/ρSt

(1)

式中:vcorr為失重法計(jì)算的平均腐蝕速率,mm/a;W1、W2分別為試驗(yàn)前、后試片的質(zhì)量,g;t為試驗(yàn)時(shí)間,a;S為試片的表面積,cm2;ρ為試片的密度,g/cm3。

1.2.2 應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試

采用直徑120 mm球面壓頭在測(cè)試管段(φ405.0 mm×9.5 mm的X60螺旋焊縫管線鋼)上壓制平滑凹陷(如圖3),凹陷深度為9%管徑,對(duì)凹陷管段進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試。將測(cè)試管段凹陷位置軸向左右0.5 m范圍內(nèi)打磨出金屬光澤,布置環(huán)向、軸向和45°三相傳感器,應(yīng)變傳感器相鄰2個(gè)位置的間距均為5 cm。連接水壓爆破試驗(yàn)裝置,連接應(yīng)變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),采樣頻率均為10 Hz,進(jìn)行水壓爆破試驗(yàn),直到試驗(yàn)管段破裂為止,測(cè)試壓力波動(dòng)下試驗(yàn)管段在測(cè)試過(guò)程中的應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖3 平滑凹陷應(yīng)變傳感器布置Fig. 3 Strain sensor arrangement of smooth dent

1.2.3 開路電位測(cè)量

試驗(yàn)材料為焊接接頭不同區(qū)域樣品(焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)),試驗(yàn)材料依次用1 200,1 500,2 000號(hào)SiC砂紙逐級(jí)打磨使表面光滑,獲得無(wú)痕平面,并進(jìn)行清洗除雜,最后在N2條件下烘干放入干燥器中備用。試驗(yàn)前材料在紫外燈下照射30 min進(jìn)行滅菌處理。測(cè)量在含水率為1%(體積分?jǐn)?shù),下同)的汽/柴油中(使用N2進(jìn)行除氧)腐蝕7 d的開路電位,試驗(yàn)溫度30 ℃,流速1.5 m/s,總壓力8 MPa,試驗(yàn)設(shè)備為電化學(xué)工作站(CHI 920D型),工作電極為測(cè)試樣品,參比電極為飽和甘汞電極(SCE),輔助電極為石墨電極,測(cè)試面積為10 mm×10 mm。

1.2.4 材料表征測(cè)試

采用Axiovert 200MAT金相顯微鏡,按照GB/T 13298-2015對(duì)分析管段的母材和焊接接頭進(jìn)行金相組織測(cè)試。采用 Phillips XL30 掃描電鏡對(duì)樣品形貌進(jìn)行分析;使用掃描電鏡自帶的能譜儀(EDS)對(duì)樣品進(jìn)行元素分析。采用RigakuD/max2550VB/PC X 射線衍射儀對(duì)腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行物相的定性和定量分析。采用帕納科Axios max波長(zhǎng)色散X射線熒光光譜儀對(duì)機(jī)械雜質(zhì)進(jìn)行分析,確定機(jī)械雜質(zhì)中微量元素的種類和含量。采用KEY-ENCE series型共聚焦顯微鏡對(duì)去除腐蝕產(chǎn)物后的樣品的表面形貌進(jìn)行觀察,確定樣品的腐蝕深度。

2 結(jié)果與討論

2.1 金相組織

圖4為母材和焊接接頭熱影響區(qū)、焊縫金屬區(qū)的金相組織。由圖4可知,母材金相組織主要為多邊形鐵素體+珠光體,晶界清晰可見,組織輪廓清晰;熱影響區(qū)金相組織主要為粒狀貝氏體,晶粒較細(xì);焊縫金屬區(qū)金相組織晶粒粗大且組織分布不均勻,呈現(xiàn)一定的魏氏組織形貌特征。

圖4 分析管段焊接接頭和母材的金相組織Fig. 4 Microstructure of welded joint and base metal

2.2 機(jī)械雜質(zhì)對(duì)管線鋼腐蝕的影響

2.2.1 模擬管道內(nèi)機(jī)械雜質(zhì)沉積腐蝕失重試驗(yàn)

為測(cè)試機(jī)械雜質(zhì)對(duì)管道內(nèi)腐蝕的影響,通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)M成品油管道輸送的內(nèi)腐蝕環(huán)境,分析管道內(nèi)機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下母材的腐蝕規(guī)律。圖5為母材試片在有/無(wú)機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下汽/柴油中腐蝕7 d后的平均腐蝕速率,含水率為0%。

圖5 不同腐蝕體系浸泡7 d的腐蝕速率Fig. 5 Corrosion rate of different corrosion systems immersed for 7 days

從圖5可知,有機(jī)械雜質(zhì)沉積的腐蝕試片重量損失均大于對(duì)應(yīng)的無(wú)沉積物體系,在機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下,金屬損失較為嚴(yán)重,腐蝕速率最大值達(dá)到0.015 81 mm/a,是無(wú)機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下的7倍左右,機(jī)械雜質(zhì)沉積存在的環(huán)境比成品油介質(zhì)對(duì)管道的腐蝕造成的危害更大。

2.2.2 汽油環(huán)境中腐蝕形貌分析

圖6為試片在汽油環(huán)境中腐蝕失重試驗(yàn)后的SEM形貌。由圖6可知,在無(wú)沉積物的體系中(圖6a),試片表面并未發(fā)生明顯的腐蝕,幾乎看不到腐蝕產(chǎn)物;在有機(jī)械雜質(zhì)沉積的體系中(圖6b),試片表面堆積大量腐蝕產(chǎn)物,腐蝕產(chǎn)物呈塊狀及顆粒狀附著在試片表面。

圖6 腐蝕試驗(yàn)后試片的SEM形貌Fig. 6 SEM of test piece after corrosion test

對(duì)試片去除腐蝕產(chǎn)物后進(jìn)行3D形貌研究,并測(cè)量其腐蝕坑深度(圖7),進(jìn)一步探究腐蝕情況。3D形貌圖顏色變化表示試片表面高度具有差異,顏色強(qiáng)度色標(biāo)表示測(cè)量深度。從圖7可知,在汽油環(huán)境中,機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下腐蝕坑深度最大高達(dá)13.6 μm/7 d。由此可知,機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下,腐蝕速率增大,平均均勻腐蝕提升,并伴隨局部點(diǎn)蝕加速。

圖7 去除腐蝕產(chǎn)物后的3D形貌及腐蝕坑深度Fig. 7 3D morphology and depth of coupon after removal of corrosion products

2.2.3 汽油環(huán)境中機(jī)械雜質(zhì)表征測(cè)試

機(jī)械雜質(zhì)的SEM形貌和XRD譜見圖8。

圖8 機(jī)械雜質(zhì)的SEM形貌及XRD譜Fig. 8 SEM and XRD of mechanical impurities

從圖8a可知,機(jī)械雜質(zhì)表面較為平整,內(nèi)部有小于1 μm的顆粒聚集。從圖8b可知,在2θ為30°附近形成的衍射峰是Fe(OH)2的特征衍射峰;在2θ為37°附近形成的衍射峰是Fe2O3和α-FeOOH的特征衍射峰;在2θ為43°附近形成的衍射峰是Fe3O4的特征衍射峰;在2θ為57°附近形成的衍射峰是α-FeOOH和Fe2(OH)2CO3的特征衍射峰;在2θ為63°附近形成的衍射峰是Fe(OH)2的特征衍射峰。

表3為機(jī)械雜質(zhì)的熒光元素分析(XRF)結(jié)果。從表3可知,機(jī)械雜質(zhì)主要以SiO2、CaO和Fe2O3為主,其他雜質(zhì)含量低于4%,另外機(jī)械雜質(zhì)中存在一定量的Cl元素。Fe2O3、FeOOH和SiO2可以一定程度上附著于管壁,形成混合的沉積物或者產(chǎn)物造成電化學(xué)腐蝕,導(dǎo)致腐蝕的發(fā)生。Cl-的存在說(shuō)明機(jī)械雜質(zhì)中有水,Cl-具有離子半徑小、穿透能力強(qiáng),導(dǎo)電性好,并且能夠被金屬表面較強(qiáng)吸附的特點(diǎn),作為金屬腐蝕的催化劑,會(huì)加快局部腐蝕速率[9]。

表3 機(jī)械雜質(zhì)的熒光元素分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %Table 3 Fluorescence elemental analysis of mechanical impurities %

2.3 含水率對(duì)管線鋼腐蝕的影響

正常運(yùn)行期間,管道內(nèi)沒有連續(xù)的水相,管道內(nèi)水的來(lái)源主要有管道試運(yùn)行初期進(jìn)行水聯(lián)運(yùn)留下的水、維搶修帶進(jìn)來(lái)的水以及輸送的成品油中含有的水[10,11]。國(guó)內(nèi)外研究了成品油管道中水對(duì)內(nèi)壁腐蝕的影響規(guī)律,結(jié)果表明水對(duì)管線鋼的腐蝕主要為電化學(xué)腐蝕,在管道表層油膜未覆蓋或覆蓋不完整的地方造成點(diǎn)蝕,形成一個(gè)個(gè)的小蝕坑。

2.3.1 管段高程-里程位置關(guān)系

圖9為研究管段沿線高程-里程位置關(guān)系。從圖9可知,管道沿線存在明顯起伏變化位置,容易產(chǎn)生積水,形成電化學(xué)腐蝕。

圖9 研究管段高程-里程位置關(guān)系Fig. 9 The relationship between elevation and mileage position of researched pipeline

2.3.2 不同含水率腐蝕失重試驗(yàn)

通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)M成品油管道輸送的內(nèi)腐蝕環(huán)境,分析油品類型和含水率對(duì)母材腐蝕的影響規(guī)律。圖10為母材試片在含水率0～1%(體積分?jǐn)?shù),下同)的汽/柴油中腐蝕7 d的平均腐蝕速率,模擬現(xiàn)場(chǎng)腐蝕環(huán)境試驗(yàn)用水為自來(lái)水。

圖10 含水率對(duì)管線鋼母材平均腐蝕速率的影響Fig. 10 Effect of water content on average corrosion rate of base metal

從圖10可知,母材在純汽/柴油中腐蝕非常輕微,在含水率1%的汽油和柴油中的最大平均腐蝕速率分別為0.047 27 mm/a和0.042 64 mm/a。一方面,隨著含水率的增加,腐蝕程度逐漸加劇,這表明成品油體系中水的存在是發(fā)生腐蝕的一個(gè)重要原因;另一方面,柴油中的平均腐蝕速率要低于汽油中,這是因?yàn)樗暮枯^低時(shí),柴油在母材表面形成了油膜,起到了緩蝕作用;但隨著含水率的升高,水引起的電化學(xué)腐蝕起主要作用,柴油的緩蝕作用不大,因此含水率較高時(shí)汽油和柴油中的平均腐蝕速率相差不大。

2.3.3 不同含水率條件下的腐蝕產(chǎn)物

表4為不同含水率條件下,母材在汽油中浸泡7 d后腐蝕產(chǎn)物的EDS結(jié)果。從表4可知,腐蝕產(chǎn)物中O元素的含量隨著含水率的提升而增加;在純汽油中浸泡的樣品表面無(wú)Cl元素,隨著含水率的增加,Cl-增加,分析Cl-可能是來(lái)自于水中,水中的Cl-可使得金屬表面發(fā)生局部點(diǎn)蝕。

表4 不同含水率條件下腐蝕產(chǎn)物的元素分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %Table 4 EDS of corrosion products under different aqueous conditions(mass fraction) %

2.3.4 去除腐蝕產(chǎn)物后腐蝕形貌分析

圖11為不同含水率條件下母材在汽油中浸泡7 d后去除腐蝕產(chǎn)物后的SEM形貌。從圖11可知,不含水時(shí)(圖11a)試片表面幾乎無(wú)腐蝕痕跡,腐蝕較為輕微;含水率1%時(shí)(圖11b),試片表面較為粗糙,腐蝕痕跡較為明顯,單位面積點(diǎn)蝕坑數(shù)量密集,腐蝕以局部點(diǎn)蝕為主。對(duì)圖11b試片進(jìn)行3D形貌研究,并測(cè)量腐蝕坑深度(圖12),進(jìn)一步探究腐蝕情況。從圖12可知,腐蝕坑深度最大高達(dá)4.9 μm/7 d,這說(shuō)明水的存在使得母材表面局部點(diǎn)蝕加速。

圖11 去除腐蝕產(chǎn)物后的母材試片的SEM形貌Fig. 11 SEM of base metal after removal of corrosion products

2.4 缺陷對(duì)管線鋼腐蝕的影響

2.4.1 缺陷類型

通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)M成品油管道輸送的內(nèi)腐蝕環(huán)境,分析平滑凹陷和焊接接頭對(duì)內(nèi)壁腐蝕的影響規(guī)律。圖13為管線鋼母材、9%平滑凹陷、焊接接頭在不同含水率的汽/柴油中腐蝕7 d的平均腐蝕速率,試驗(yàn)用水為自來(lái)水。從圖13可知,汽油/柴油對(duì)母材腐蝕速率的影響較小,但是缺陷類型對(duì)于管線鋼腐蝕的影響顯著,各區(qū)域平均腐蝕速率的大小為母材<9%平滑凹陷<焊接接頭。含水率1%以下時(shí),母材在汽油/柴油中腐蝕7 d,最大腐蝕率為0.047 mm/a;但焊接接頭區(qū)域在汽油/柴油中腐蝕7 d,最大腐蝕率約為0.080 mm/a左右。含水率相同時(shí),隨腐蝕區(qū)域的不同呈現(xiàn)不同的腐蝕速率,腐蝕速率最高為焊接接頭處0.080 35 mm/a。為探究其差異性,將研究凹陷和焊接接頭對(duì)成品油管道內(nèi)壁腐蝕的影響。

圖13 不同類型缺陷對(duì)平均腐蝕速率的影響Fig. 13 Effects of different types of defects on the average corrosion rate

2.4.2 凹陷深度

圖14為不同凹陷程度母材在不同含水率的汽/柴油中腐蝕7 d后的平均腐蝕速率,試驗(yàn)用水為自來(lái)水。從圖14可知,汽油/柴油對(duì)腐蝕速率的影響較小,但凹陷深度對(duì)平均腐蝕速率的影響較為顯著,隨著凹陷深度的增加,腐蝕速率逐漸加快,凹陷深度超過(guò)9%以后,腐蝕速率明顯上升。1%含水率時(shí),9%平滑凹陷母材在汽油/柴油中腐蝕7 d后的最大腐蝕速率為0.075 2 mm/a。

圖14 凹陷深度對(duì)平均腐蝕速率的影響Fig. 14 Effect of dent depth on average corrosion rate

(1)平滑凹陷管道應(yīng)力應(yīng)變 凹陷深度超過(guò)9%以后,腐蝕速率明顯上升,因此對(duì)9%平滑凹陷管道進(jìn)行水壓爆破試驗(yàn),分析受壓過(guò)程中凹陷管道的應(yīng)力應(yīng)變分布。

圖15為環(huán)向應(yīng)變?cè)谳S向和環(huán)向的分布情況。從圖15a可知,試驗(yàn)中所有測(cè)量點(diǎn)環(huán)向均受拉應(yīng)力:其中位于凹陷中心區(qū)域環(huán)向應(yīng)變隨時(shí)間延長(zhǎng),其增加速率較快,距中心越遠(yuǎn),環(huán)向應(yīng)變?cè)黾釉骄徛?超過(guò)20 cm以后(點(diǎn)7后),環(huán)向應(yīng)變不受凹陷影響,大小趨于一致。從圖15b可知,靠近凹陷中心位置14的環(huán)向應(yīng)變?cè)诔鋲哼^(guò)程中先為拉應(yīng)變,后為壓應(yīng)變,整體變化趨勢(shì)較緩;凹陷邊緣位置,環(huán)向應(yīng)變先為不斷增大的壓應(yīng)變,后變?yōu)槔瓚?yīng)變,變化趨勢(shì)較大。

圖15 9%凹陷管道環(huán)向應(yīng)變的分布響應(yīng)情況Fig. 15 Distribution response of circumferential strain of 9% dent pipe

圖16為軸向應(yīng)變?cè)谳S向和環(huán)向的分布情況。從圖16a可知,凹陷中心先受壓后受拉;靠近凹陷中心位置4先受拉后受壓;凹陷邊緣位置5～11受壓應(yīng)力,并逐漸趨于穩(wěn)定。從圖16b可知,凹陷中心先受壓后受拉;靠近凹陷中心位置14、15,其軸向應(yīng)變?cè)诔鋲哼^(guò)程中始終為拉應(yīng)變,且增大較快;凹陷邊緣位置16～19的軸向應(yīng)變受凹陷影響較小。由此可見,距凹陷中心距離越遠(yuǎn),軸向壓應(yīng)變變化趨勢(shì)越小。

圖16 9%凹陷管道軸向應(yīng)變的分布響應(yīng)情況Fig. 16 Distribution response of axial strain of 9% dent pipeline

圖17為環(huán)向應(yīng)變和軸向應(yīng)變?cè)?5°的分布情況。從圖17a可知,凹陷中心位置環(huán)向應(yīng)變隨時(shí)間延長(zhǎng)拉應(yīng)變速率增加較快;凹陷邊緣位置其環(huán)向應(yīng)變凹陷影響不大。從圖17b可知,凹陷邊緣位置軸向應(yīng)變影響不大。由此可見,距凹陷中心距離越遠(yuǎn),45°方向應(yīng)變影響趨勢(shì)越小。

圖17 9%凹陷管道環(huán)向/軸向應(yīng)變?cè)?5°方向的分布響應(yīng)情況Fig. 17 Distribution response of 9% dent pipe ring/axial strain in the direction of 45°

由上述試驗(yàn)可知,含平滑凹陷的管道,凹陷的存在改變了管壁形狀,不同方向應(yīng)變、受力情況與完好管道有區(qū)別,部分點(diǎn)會(huì)出現(xiàn)受壓、或者先受壓后受拉、先受拉后受壓等多種情況,應(yīng)變大小也由于凹陷回彈而各處不同。在凹陷范圍內(nèi),管線鋼的外壁承受拉伸、受壓等影響,凹陷中心沿著變形方向被拉長(zhǎng),凹陷越深,凹陷底部的應(yīng)力越大,出現(xiàn)應(yīng)力集中,因此腐蝕速率較高;超過(guò)范圍后,管線鋼受凹陷影響較小,應(yīng)力腐蝕影響可能較小。

(2)9%平滑凹陷試片去除腐蝕產(chǎn)物后形貌分析 圖18為含水率1%條件下,平滑凹陷試片在汽油中浸泡7 d后去除腐蝕產(chǎn)物的SEM形貌。從圖18可知,平滑凹陷試片表面單位面積點(diǎn)蝕坑數(shù)量較母材試片多,點(diǎn)蝕嚴(yán)重。對(duì)其進(jìn)行3D形貌研究,并測(cè)量腐蝕坑深度(圖19),進(jìn)一步探究腐蝕情況。從圖19可知,平滑凹陷試片腐蝕坑深度最大高達(dá)8.8 μm/7 d,局部腐蝕較為嚴(yán)重,說(shuō)明凹陷中心金屬發(fā)生嚴(yán)重的腐蝕。

圖18 去除腐蝕產(chǎn)物后的9%平滑凹陷試片SEM形貌Fig. 18 SEM of 9% smooth dent test piece after removal of corrosion products

圖19 9%凹陷試片去除腐蝕產(chǎn)物后的3D形貌及腐蝕坑深度Fig. 19 3D morphology and depth of the 9% dent test piece after removal of corrosion products

2.4.3 焊接接頭

管線鋼的焊接接頭是一個(gè)由焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)等多個(gè)區(qū)域組成的非均勻結(jié)構(gòu),這些結(jié)構(gòu)構(gòu)成了一個(gè)復(fù)雜的電偶,在管線內(nèi)部工藝環(huán)境中極易形成電偶腐蝕[12]。圖20為焊接接頭各分區(qū)樣品在不同含水率的汽/柴油中腐蝕7 d后的平均腐蝕速率,試驗(yàn)用水為自來(lái)水。從圖20可知,汽油/柴油對(duì)腐蝕速率的影響較小,但在焊接接頭的焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)中,母材區(qū)的腐蝕失重速率要明顯低于其他區(qū)域,熱影響區(qū)耐腐蝕性最差,在1%含水率時(shí),熱影響區(qū)在汽油中7 d的平均腐蝕速率為0.080 35 mm/a。

圖20 焊接接頭不同區(qū)域?qū)ζ骄g速率的影響Fig. 20 The effect of different regions of welded joints on the average corrosion rate

(1)開路電位測(cè)量 圖21為母材區(qū)、焊縫區(qū)、熱影響區(qū)在含水率1%的汽油中浸泡7 d后的開路電位隨時(shí)間的變化曲線。

圖21 不同腐蝕區(qū)域開路電位隨時(shí)間的變化Fig. 21 Variation of open circuit potential with time in different corrosion regions

從圖21可知,3種不同區(qū)域的開路電位均隨時(shí)間的延長(zhǎng)逐漸變小,各區(qū)域的開路電位值在前3 d急劇負(fù)移,母材區(qū)的開路電位最正,其次為焊縫區(qū),熱影響區(qū)的開路電位最負(fù)。表明在試驗(yàn)條件下,熱影響區(qū)腐蝕傾向更大。即在相同環(huán)境中,母材區(qū)的自腐蝕電位高于耦合電位,在電偶電極中作為陰極被保護(hù),因此腐蝕過(guò)程減弱;焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的自腐蝕電位低于耦合電位,作為陽(yáng)極區(qū)域被活化,從而導(dǎo)致加速腐蝕[13]。

(2)去除腐蝕產(chǎn)物后形貌分析 圖22為含水率1%條件下,母材、焊縫區(qū)、熱影響區(qū)試片在汽油中浸泡7 d后,去除腐蝕產(chǎn)物的SEM形貌。從圖22可知,焊縫區(qū)表面粗糙,腐蝕較母材區(qū)嚴(yán)重;熱影響區(qū)有較為明顯的局部腐蝕坑,腐蝕最為嚴(yán)重。對(duì)圖22中熱影響區(qū)試片去除腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行3D形貌研究,并測(cè)量腐蝕坑深度(圖23),進(jìn)一步探究腐蝕情況。從圖23可知,熱影響區(qū)試片腐蝕坑深度最大高達(dá)10.2 μm/7 d,局部腐蝕較為嚴(yán)重。

圖22 去除腐蝕產(chǎn)物后的SEM形貌Fig. 22 SEM of corrosion coupons after removal of corrosion products

圖23 熱影響區(qū)試片去除腐蝕產(chǎn)物后的3D形貌及腐蝕坑深度Fig. 23 3D morphology and depth of heat affected zone test piece after removal of corrosion products

3 結(jié) 論

從機(jī)械雜質(zhì)、含水率、管道缺陷3個(gè)方面對(duì)分析管道內(nèi)壁腐蝕行為開展了研究,得出結(jié)論如下:

(1)管道內(nèi)壁在柴油中的平均腐蝕速率低于汽油中的,這是因?yàn)椴裼涂梢栽赬60管線鋼表面形成油膜,增加管線鋼的抗腐蝕能力;

(2)機(jī)械雜質(zhì)沉積對(duì)管道內(nèi)腐蝕速率的影響是無(wú)機(jī)械雜質(zhì)沉積條件下的7倍左右,機(jī)械雜質(zhì)沉積的環(huán)境比成品油雜質(zhì)對(duì)管道造成的危害更大;

(3)隨著含水率(0～1%)增加,管道內(nèi)壁平均腐蝕速率加快,管道內(nèi)腐蝕主要為電化學(xué)腐蝕,并伴隨有Cl-造成的局部點(diǎn)蝕,母材在含自來(lái)水1%的汽油中的最大腐蝕速率為0.047 mm/a;

(4)管道缺陷會(huì)增加內(nèi)壁的腐蝕速率,其大小為:母材區(qū)<9%平滑凹陷區(qū)<焊縫區(qū)<熱影響區(qū)。9%平滑凹陷區(qū)域主要表現(xiàn)為應(yīng)力腐蝕,凹陷中心局部腐蝕嚴(yán)重,在1%含水率時(shí),7 d平均腐蝕速率為0.075 2 mm/a;焊縫區(qū)域主要表現(xiàn)為電偶腐蝕,熱影響區(qū)在1%含水率時(shí),7 d平均腐蝕速率為0.080 35 mm/a。