高温高压喷射条件下X70管线钢的CO2腐蚀形貌

利用自主研发的高温高压环路喷射装置并结合流体动力学模拟计算，研究了高温高压CO2环境流体喷射条件下X70钢的腐蚀产物微观形貌、基体表面三维形貌、腐蚀减薄量及其统计规律，并探讨了与流体状态之间的关系.结果表明，高温高压流体喷射条件下，不同流态区域内流体传质速率和壁面切应力的差异是造成X70钢腐蚀产物、基体表面三维形貌及腐蚀减薄量差异的主要原因.按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，流体壁面切应力逐渐增加，不断减薄腐蚀产物膜直至其脱落，造成传质过程阻力减小，传质速率增大，腐蚀过程不断加剧.因此，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70钢表面腐蚀产物膜由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，三维表面高度偏差和均方根偏差、腐蚀减薄量平均值和标准差均呈现逐渐增大的趋势.在高温高压流体喷射条件下，X70钢的CO2腐蚀速率与壁面切应力之间较好地满足指数关系.

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第36卷第3期北京科技大学学报 Vol.36 No.3 2014年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing Mar.2014 高温高压喷射条件下X70管线钢的CO2腐蚀形貌蔡峰)，柳伟区，樊学华，张晶》，路民旭 1)北京科技大学新材料技术研究院，北京1000832)中国石油集团工程设计有限责任公司北京分公司，北京100085 ☒通信作者，E-mail:weiliu@usth.cdu.cn 摘要利用自主研发的高温高压环路喷射装置并结合流体动力学模拟计算，研究了高温高压C0,环境流体喷射条件下X70 钢的腐蚀产物微观形貌、基体表面三维形貌、腐蚀减薄量及其统计规律，并探讨了与流体状态之间的关系.结果表明，高温高压流体喷射条件下，不同流态区域内流体传质速率和壁面切应力的差异是造成X70钢腐蚀产物、基体表面三维形貌及腐蚀减薄量差异的主要原因.按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，流体壁面切应力逐渐增加，不断减薄腐蚀产物膜直至其脱落，造成传质过程阻力减小，传质速率增大，腐蚀过程不断加剧.因此，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70钢表面腐蚀产物膜由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，三维表面高度偏差和均方根偏差、腐蚀减薄量平均值和标准差均呈现逐渐增大的趋势.在高温高压流体喷射条件下，X70钢的C02腐蚀速率与壁面切应力之间较好地满足指数关系关键词管线钢：二氧化碳：腐蚀：形貌分类号TG142.71:TG172.3 CO,corrosion morphology of X70 pipeline steel under jet impingement at high temperature and high pressure environment CAl Feng",LIU Wei,FAN Xue-hua2,ZHANG Jing",LU Min-xu) 1)Institute for Advanced Materials and Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Branch of China Petroleum Engineering Co.Ltd.,Beijing 100085,China Corresponding author,E-mail:weiliu@ustb.edu.cn ABSTRACT The CO2 corrosion behavior of X70 pipeline steel,including the corrosion product's morphology,three-dimensional sur- face topography,and corrosion thickness reduction as well as its statistical analysis,was investigated in high temperature and high pres- sure CO2 environment using self-developed loop jet impingement apparatus and computation fluid dynamic(CFD)technique.The rela- tionship between the obtained results and flow regimes under jet impingement was also discussed.It is found that the differences of fluid mass transfer and wall shear stress distributed on the steel surface located at different flow regimes are the main reason for the differ- ences of the corrosion product's morphology,three-dimensional surface topography and corrosion thickness reduction.According to the order of the laminar zone,the wall jet zone and the transition zone,the corrosion product is thinned,degraded and even removed from the steel surface because of the continuous increasing of wall shear stress,which will decrease the mass transfer resistance,accelerate the mass transfer rate,and continuously enhance the corrosion process of the steel.Therefore,in the order of the laminar zone,the wall jet zone and the transition zone,the structure of the corrosion product changes from complete and compact to loose and porous,the three-dimensional morphology of the substrate surface changes from flat to steep,the average roughness and the root mean square as well as the average corrosion thickness reduction and the standard deviation gradually increase.The corrosion rate and the wall shear stress can be correlated properly with the exponential relationship. KEY WORDS pipeline steel:carbon dioxide:corrosion:morphology 收稿日期：2012一1105 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.03.003:http://jourals.ustb.edu.en

第 36 卷第 3 期 2014 年 3 月北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 3 Mar． 2014 高温高压喷射条件下 X70 管线钢的 CO2 腐蚀形貌蔡峰1) ，柳伟1) ，樊学华2) ，张晶1) ，路民旭1) 1) 北京科技大学新材料技术研究院，北京 100083 2) 中国石油集团工程设计有限责任公司北京分公司，北京 100085  通信作者，E-mail: weiliu@ ustb． edu． cn 摘要利用自主研发的高温高压环路喷射装置并结合流体动力学模拟计算，研究了高温高压 CO2 环境流体喷射条件下 X70 钢的腐蚀产物微观形貌、基体表面三维形貌、腐蚀减薄量及其统计规律，并探讨了与流体状态之间的关系．结果表明，高温高压流体喷射条件下，不同流态区域内流体传质速率和壁面切应力的差异是造成 X70 钢腐蚀产物、基体表面三维形貌及腐蚀减薄量差异的主要原因．按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，流体壁面切应力逐渐增加，不断减薄腐蚀产物膜直至其脱落，造成传质过程阻力减小，传质速率增大，腐蚀过程不断加剧．因此，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70 钢表面腐蚀产物膜由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，三维表面高度偏差和均方根偏差、腐蚀减薄量平均值和标准差均呈现逐渐增大的趋势．在高温高压流体喷射条件下，X70 钢的 CO2 腐蚀速率与壁面切应力之间较好地满足指数关系．关键词管线钢; 二氧化碳; 腐蚀; 形貌分类号 TG 142. 71; TG 172. 3 CO2 corrosion morphology of X70 pipeline steel under jet impingement at high temperature and high pressure environment CAI Feng1) ，LIU Wei1)  ，FAN Xue-hua2) ，ZHANG Jing1) ，LU Min-xu1) 1) Institute for Advanced Materials and Technology，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Beijing Branch of China Petroleum Engineering Co． Ltd．，Beijing 100085，China  Corresponding author，E-mail: weiliu@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The CO2 corrosion behavior of X70 pipeline steel，including the corrosion product's morphology，three-dimensional surface topography，and corrosion thickness reduction as well as its statistical analysis，was investigated in high temperature and high pressure CO2 environment using self-developed loop jet impingement apparatus and computation fluid dynamic ( CFD) technique． The relationship between the obtained results and flow regimes under jet impingement was also discussed． It is found that the differences of fluid mass transfer and wall shear stress distributed on the steel surface located at different flow regimes are the main reason for the differences of the corrosion product's morphology，three-dimensional surface topography and corrosion thickness reduction． According to the order of the laminar zone，the wall jet zone and the transition zone，the corrosion product is thinned，degraded and even removed from the steel surface because of the continuous increasing of wall shear stress，which will decrease the mass transfer resistance，accelerate the mass transfer rate，and continuously enhance the corrosion process of the steel． Therefore，in the order of the laminar zone，the wall jet zone and the transition zone，the structure of the corrosion product changes from complete and compact to loose and porous，the three-dimensional morphology of the substrate surface changes from flat to steep，the average roughness and the root mean square as well as the average corrosion thickness reduction and the standard deviation gradually increase． The corrosion rate and the wall shear stress can be correlated properly with the exponential relationship． KEY WOＲDS pipeline steel; carbon dioxide; corrosion; morphology 收稿日期: 2012--11--05 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 03． 003; http: / /journals． ustb． edu． cn

·290· 北京科技大学学报第36卷高温高压条件下金属材料的C02腐蚀是石油的传质速率与C0,腐蚀速率之间的关系.然而，目天然气工业中普遍面临的问题，会引起油气开采设前利用喷射装置所开展的研究大多基于常温常压环备、输送管道和加工设施失效，导致严重的安全事故境，这与油气田高温高压实际工况存在一定差距，所和重大经济损失口.流体流态是CO,腐蚀的重要影获研究成果的工业化应用存在一定局限性.因此，响因素之一，它主要通过腐蚀介质传递和力学作用利用喷射装置开展高温高压不同流态下CO2腐蚀影响腐蚀过程.在实际生产中，当含有CO2的腐蚀研究，是对现有研究成果的进一步补充和完善，满足介质通过阀门、弯头和三通等复杂过流部件时，由于工业化发展的新要求. 其几何形状的不规则会引起局部流体流态的急剧变本文利用自主研发的高温高压环路喷射装置并化，导致过流部件遭受电化学腐蚀和流体冲刷的协结合流体动力学模拟计算，研究了高温高压C02环同作用，存在极大的腐蚀失效风险-) 境流体喷射条件下X70钢的腐蚀行为，比较并分析目前，研究者主要利用泥浆容器、旋转笼囿、了X70钢在喷射不同位置处三维形貌的统计数据，管道环路)、旋转圆盘电极网、喷射装置)等来模明确流体喷射条件下不同流态腐蚀形貌差异的拟研究流体流态对腐蚀的影响.其中，喷射装置被原因. 认为是最有效的模拟研究手段，它不仅能实现在同 1 实验材料及方法种环境条件下不同流体流态的模拟，而且结合流体动力学模拟计算（computational fluid dynamics, 1.1实验材料 CFD),可深入了解分析流体流态对材料损伤过程及实验材料为X70管线钢，其组织主要为铁素影响机理o.Zhang和Cheng利用喷射装置及原体(a-Fe)和渗碳体(FeC),化学成分见表1. 位电化学测试研究了常温常压条件下X65管线钢图1所示为实验用高温高压环路喷射装置，流体的C02腐蚀行为，发现不同流态下X65钢C02腐蚀通过驱动泵在管路内循环流动，经喷嘴时以一定过程的差异取决于流体对材料表面腐蚀产物作用的速度持续喷射冲击试样表面，研究所采用实验参差异.John等采用喷射装置研究得到了1020钢数见表2. 表1实验用X70管线钢的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of the tested X70 pipeline steel % C Si Mn P Mo Ni Cu Nb Fe 0.055 0.20 1.52 0.008 0.004 0.21 0.22 0.280 0.057 Bal. 进气口出气口在环氧树脂中的X70钢试样用SiC砂纸逐级打磨至 1200",并用2000水磨砂纸抛光处理至镜面，丙酮除喷嘴油和去离子水清洗。表2高温高压流体喷射实验参数表 Table 2 Parameters for jet impingement experiments under high temper ature and high pressure environment 实验参数数值总压力，Pa/MPa 0.8 流量计萄旁路阀门 C02分压，Pco2MPa 0.8 实验温度，T/℃ 90 驱动泵喷射速度，V/(ms1) 3 喷射角度，1() 90 图1高温高压环路喷射装置示意图喷嘴直径，d/mm 2.5 Fig.I Schematic diagram of loop jet impingement apparatus under 喷嘴到试样垂直距离，H/mm 4 high temperature and high pressure environment 实验周期，t/h 24 喷射试样尺寸为0.8mm×0.8mm×8mm,工作面积为0.64mm2,采用环氧树脂对试样进行封装，实验介质为模拟某油气田采出液，用高纯去离试样A、B、C和D分布如图2所示.实验前，对镶嵌子水和分析纯化学试剂配制而成，其组分如表3所

北京科技大学学报第 36 卷高温高压条件下金属材料的 CO2 腐蚀是石油天然气工业中普遍面临的问题，会引起油气开采设备、输送管道和加工设施失效，导致严重的安全事故和重大经济损失［1］．流体流态是 CO2 腐蚀的重要影响因素之一，它主要通过腐蚀介质传递和力学作用影响腐蚀过程．在实际生产中，当含有 CO2 的腐蚀介质通过阀门、弯头和三通等复杂过流部件时，由于其几何形状的不规则会引起局部流体流态的急剧变化，导致过流部件遭受电化学腐蚀和流体冲刷的协同作用，存在极大的腐蚀失效风险［2--4］．目前，研究者主要利用泥浆容器［5］、旋转笼［6］、管道环路［7］、旋转圆盘电极［8］、喷射装置［9］等来模拟研究流体流态对腐蚀的影响．其中，喷射装置被认为是最有效的模拟研究手段，它不仅能实现在同种环境条件下不同流体流态的模拟，而且结合流体动力学模拟计算 ( computational fluid dynamics， CFD) ，可深入了解分析流体流态对材料损伤过程及影响机理［10］． Zhang 和 Cheng［11］利用喷射装置及原位电化学测试研究了常温常压条件下 X65 管线钢的 CO2 腐蚀行为，发现不同流态下 X65 钢 CO2 腐蚀过程的差异取决于流体对材料表面腐蚀产物作用的差异． John 等［12］采用喷射装置研究得到了 1020 钢的传质速率与 CO2 腐蚀速率之间的关系．然而，目前利用喷射装置所开展的研究大多基于常温常压环境，这与油气田高温高压实际工况存在一定差距，所获研究成果的工业化应用存在一定局限性．因此，利用喷射装置开展高温高压不同流态下 CO2 腐蚀研究，是对现有研究成果的进一步补充和完善，满足工业化发展的新要求．本文利用自主研发的高温高压环路喷射装置并结合流体动力学模拟计算，研究了高温高压 CO2 环境流体喷射条件下 X70 钢的腐蚀行为，比较并分析了 X70 钢在喷射不同位置处三维形貌的统计数据，明确流体喷射条件下不同流态腐蚀形貌差异的原因． 1 实验材料及方法 1. 1 实验材料实验材料为 X70 管线钢，其组织主要为铁素体( α － Fe) 和渗碳体( Fe3 C) ，化学成分见表 1．图 1 所示为实验用高温高压环路喷射装置，流体通过驱动泵在管路内循环流动，经喷嘴时以一定速度持续喷射冲击试样表面，研究所采用实验参数见表 2．表 1 实验用 X70 管线钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of the tested X70 pipeline steel % C Si Mn P S Mo Ni Cu Nb Fe 0. 055 0. 20 1. 52 0. 008 0. 004 0. 21 0. 22 0. 280 0. 057 Bal．图 1 高温高压环路喷射装置示意图 Fig． 1 Schematic diagram of loop jet impingement apparatus under high temperature and high pressure environment 喷射试样尺寸为 0. 8 mm × 0. 8 mm × 8 mm，工作面积为 0. 64 mm2 ，采用环氧树脂对试样进行封装，试样 A、B、C 和 D 分布如图 2 所示．实验前，对镶嵌在环氧树脂中的 X70 钢试样用 SiC 砂纸逐级打磨至 1200# ，并用 2000# 水磨砂纸抛光处理至镜面，丙酮除油和去离子水清洗．表 2 高温高压流体喷射实验参数表 Table 2 Parameters for jet impingement experiments under high temperature and high pressure environment 实验参数数值总压力，Ptotal / MPa 0. 8 CO2 分压，PCO2 /MPa 0. 8 实验温度，T /℃ 90 喷射速度，V /( m·s － 1 ) 3 喷射角度，θ /( °) 90 喷嘴直径，d /mm 2. 5 喷嘴到试样垂直距离，H/mm 4 实验周期，t / h 24 实验介质为模拟某油气田采出液，用高纯去离子水和分析纯化学试剂配制而成，其组分如表 3 所 · 092 ·

第3期蔡峰等：高温高压喷射条件下X70管线钢的C0,腐蚀形貌 ·291· OS4B作为研究区域以简化计算，其中SA长度为 2.5 mm 12.5mm.研究区域采用结构网格划分，其中x方向采用等间距网格，y方向上采用两边收缩网格，以保喷嘴证壁面和喷嘴出口处的网格密集，分析准确.有限试样元网格划分如图4所示.同时，假定流体为均质黏性且不可压缩性流体，流体黏度仅随温度变化：喷射环氧树脂流体流态为湍流，采用k一ε湍流模型进行数值模拟；试样表面满足黏性无滑移边界条件图2流体喷射条件下X70钢试样分布示意图 Fig.2 Schematic diagram of X70 steel sampling under fluid jet im- P-P B pingement 示.实验前向溶液中通入高纯C02(（体积分数大于 P=Po 99.99%)气体12h,以除去实验介质中溶解的氧. 在实验过程中，持续向实验介质中通入C02,保证其为C02饱和溶液. V=,-0 图4流体喷射模型的有限元结构网格划分及边界条件表3实验用溶液的化学成分 Fig.4 Finite element mesh and corresponding boundary conditions of Table 3 Chemical composition of the experimental solution the impingement jet mgL-1 K*NaCa2+Mg2+CISOHCON0gpH值 CFD模拟的边界条件包括： 1963105125015931154717 6.7 (1)冲刷试样表面SA为静止固壁，满足无滑动黏附条件，即V.=V,=0; 1.2流体力学模拟计算 (2)在流体喷射轴线OS上，x方向的流体流速流体力学模拟计算采用吴欣强等提出的流体喷为零，即V.=0; 射冲击C℉D模型，如图3所示3.利用有限元分 (3)在喷嘴出口ON处，流体的速度保持恒定析软件ANSYS11.0进行模拟计算.在冲刷角度为并且单向流动，即V=0,V,=U=3ms1; 90°条件下，流体喷射模型呈轴对称性，因此选用 (4)流体出口表面NB和AB的压力保持恒定，即P=Po 1.3表面形貌观察腐蚀实验结束后，对X70钢试样表面用去离子「喷嘴半径 :距喷射中心的径向距离水和乙醇清洗并干燥.利用扫描电镜(SEM)观察表 :喷嘴与夹具间距离 U喷射速度面腐蚀产物微观形态.然后清洗试样表面腐蚀产物，采用非接触式表面形貌仪(Micro-XAM3D)测量喷嘴 X70钢基体三维形貌（试样腐蚀后，在其边缘处与环氧树脂可能出现涡旋作用，本研究选用试样x、y方向的测试长度均为640um).通过分析基体三难形貌统计数据，获得表面高度概率分布及三维形貌幅试样圆盘夹具试样度参数S。、S,、S和S,各个参数定义如下s- 表面高度概率分布用于描述反应表面不同高度所占概率，反应了粗糙表面在高度方向上的整体分布规律.表面高度概率密度函数定义为图3流体喷射冲击C℉D模拟模型示意图 ∑(S,-Sg) f(2)=lim (1) Fig.3 Schematic diagram of liquid jet impingement for CFD simula- △zA tion 式中：z为粗糙表面高度坐标，为测试表面随机分

第 3 期蔡峰等: 高温高压喷射条件下 X70 管线钢的 CO2 腐蚀形貌图 2 流体喷射条件下 X70 钢试样分布示意图 Fig． 2 Schematic diagram of X70 steel sampling under fluid jet impingement 示．实验前向溶液中通入高纯 CO2 ( 体积分数大于 99. 99% ) 气体 12 h，以除去实验介质中溶解的氧．在实验过程中，持续向实验介质中通入 CO2，保证其为 CO2 饱和溶液．表 3 实验用溶液的化学成分 Table 3 Chemical composition of the experimental solution mg·L － 1 K + Na + Ca2 + Mg2 + Cl － SO2 － 4 HCO － 3 NO － 3 pH 值 196 310 512 50 1593 115 47 17 6. 7 图 3 流体喷射冲击 CFD 模拟模型示意图 Fig． 3 Schematic diagram of liquid jet impingement for CFD simulation 1. 2 流体力学模拟计算流体力学模拟计算采用吴欣强等提出的流体喷射冲击 CFD 模型，如图 3 所示［13--14］．利用有限元分析软件 ANSYS 11. 0 进行模拟计算．在冲刷角度为 90°条件下，流体喷射模型呈轴对称性，因此选用 OSAB 作为研究区域以简化计算，其中 SA 长度为 12. 5 mm．研究区域采用结构网格划分，其中 x 方向采用等间距网格，y 方向上采用两边收缩网格，以保证壁面和喷嘴出口处的网格密集，分析准确．有限元网格划分如图 4 所示．同时，假定流体为均质黏性且不可压缩性流体，流体黏度仅随温度变化; 喷射流体流态为湍流，采用 κ--ε 湍流模型进行数值模拟; 试样表面满足黏性无滑移边界条件．图 4 流体喷射模型的有限元结构网格划分及边界条件 Fig． 4 Finite element mesh and corresponding boundary conditions of the impingement jet CFD 模拟的边界条件包括: ( 1) 冲刷试样表面 SA 为静止固壁，满足无滑动黏附条件，即 Vx = Vy = 0; ( 2) 在流体喷射轴线 OS 上，x 方向的流体流速为零，即 Vx = 0; ( 3) 在喷嘴出口 ON 处，流体的速度保持恒定并且单向流动，即 Vx = 0，Vy = Uexit = 3 m·s － 1 ; ( 4) 流体出口表面 NB 和 AB 的压力保持恒定，即 P = P0 ． 1. 3 表面形貌观察腐蚀实验结束后，对 X70 钢试样表面用去离子水和乙醇清洗并干燥．利用扫描电镜( SEM) 观察表面腐蚀产物微观形态．然后清洗试样表面腐蚀产物，采用非接触式表面形貌仪( Micro-XAM 3D) 测量 X70 钢基体三维形貌( 试样腐蚀后，在其边缘处与环氧树脂可能出现涡旋作用，本研究选用试样 x、y 方向的测试长度均为 640 μm) ．通过分析基体三维形貌统计数据，获得表面高度概率分布及三维形貌幅度参数 Sa、Sq、Ssk和 Sku，各个参数定义如下［15--16］．表面高度概率分布用于描述反应表面不同高度所占概率，反应了粗糙表面在高度方向上的整体分布规律．表面高度概率密度函数定义为 f( z) = lim ∑i ( Sij － Sij +1 ) ΔzAn ． ( 1) 式中: z 为粗糙表面高度坐标，zj为测试表面随机分 · 192 ·

·292· 北京科技大学学报第36卷布中选取的高度为jμm;S,为表面高度为z时第i个的高度分布.测量过程均选取测试平台为基准面，粗糙峰截面的面积；△z为+1与的差；A.为粗糙表方法如图5所示.通过计算腐蚀前后不同位置处面名义接触面积 X70钢试样的三维高度差值获得其对应三维减薄量三维表面高度偏差S,表示被测表面上各点到 H,并利用三维减薄量H的频率分布直方图来直观基准平面偏距的平均值，其定义为地反映其分布特征，验证其正态分布性m.同时选 5)ddr. (2) 用腐蚀减薄量平均值μH及标准差σH定量分析腐蚀减薄量H的正态分布差异。其中，平均值以：用来描式中，l,和，分别为采样区域x和y方向的长度，7 述服从腐蚀减薄量正态分布的随机变量的均值，标为测试点到基准面的距离准差σH描述正态分布的离散程度，σH越小，分布越三维表面高度均方根偏差S。表示轮廓偏离平集中，说明各个数值与平均值的差别越小，离集中趋均平面的程度，其定义为势位置越近，反之亦然 s- (x,)]'dxdy (3) 光学探头表面高度分布的偏斜度S,表示表面偏差相对于基准面的对称性程度，定义为 s=发广广.门试样 (4) 若表面高度对称分布，则偏斜度为零.否则，如果表面的分布在低于基准面的一边有大的尖峰， S40. 表面高度分度的峭度S.表示形貌高度分布的峰度和峭度，定义为图5X70钢表面三维高度测试方法示意图 8-.广，]hd: Fig.5 Schematic representation of three-dimensional height measure- (5) ment for X70 steel 若测试面为高斯表面时，其峭度S.=3;形貌高 2 实验结果度分布集中在中心的表面，S>3;而一个分散的高度分布表面，Sm<3. 2.1流体力学模拟计算 1.4腐蚀减薄量测量及统计分析图6所示为沿喷射中心径向距离及不同位置处腐蚀实验前，利用非接触式表面形貌仪测量不 X70钢试样表面的壁面切应力T.计算结果.由同位置处X70钢试样高度分布.实验结束去除试样图6(a)可见，随着距喷射中心径向距离r的增大，表面腐蚀产物后，再次测试不同位置处X70钢试样壁面切应力T.呈现先增加后减小，而后逐渐稳定的 80 80 (a) 60 N)A 区域I 区域Ⅲ N/2 40 20 10 12 试样A 试样B 试样C 试样D 距喷射中心径向距离，mm 图6喷射条件下沿喷射中心径向距离壁面切应力()及不同位置处X70钢试样表面壁面切应力() Fig.6 Wall shear stresses along the radial distance from the jet center (a)and on the surface of samples at different locations (b)

北京科技大学学报第 36 卷布中选取的高度为 jμm; Sij为表面高度为 zj时第 i 个粗糙峰截面的面积; Δz 为 zj + 1与 zj的差; An为粗糙表面名义接触面积．三维表面高度偏差 Sa表示被测表面上各点到基准平面偏距的平均值，其定义为 Sa = 1 lx ly ∫ lx 0 ∫ ly 0 | η( x，y) | dxdy． ( 2) 式中，lx和 lx分别为采样区域 x 和 y 方向的长度，η 为测试点到基准面的距离．三维表面高度均方根偏差 Sq表示轮廓偏离平均平面的程度，其定义为 Sq = 1 lx ly ∫ lx 0 ∫ ly 0 ［η( x，y) ］2 dxd 槡 y ． ( 3) 表面高度分布的偏斜度 Ssk表示表面偏差相对于基准面的对称性程度，定义为 Ssk = 1 S3 q ∫ ∞ －∞ ∫ ∞ －∞ ［η( x，y) ］3 dxdy． ( 4) 若表面高度对称分布，则偏斜度为零．否则，如果表面的分布在低于基准面的一边有大的尖峰， Ssk ＜ 0; 相反，表面的分布在基准面之上有大的尖峰，Ssk ＞ 0．表面高度分度的峭度 Sku表示形貌高度分布的峰度和峭度，定义为 Sku = 1 S4 q ∫ ∞ －∞ ∫ ∞ －∞ ［η( x，y) ］4 dxdy． ( 5) 若测试面为高斯表面时，其峭度 Sku = 3; 形貌高度分布集中在中心的表面，Sku ＞ 3; 而一个分散的高度分布表面，Sku ＜ 3．图 6 喷射条件下沿喷射中心径向距离壁面切应力( a) 及不同位置处 X70 钢试样表面壁面切应力( b) Fig． 6 Wall shear stresses along the radial distance from the jet center ( a) and on the surface of samples at different locations ( b) 1. 4 腐蚀减薄量测量及统计分析腐蚀实验前，利用非接触式表面形貌仪测量不同位置处 X70 钢试样高度分布．实验结束去除试样表面腐蚀产物后，再次测试不同位置处 X70 钢试样的高度分布．测量过程均选取测试平台为基准面，方法如图 5 所示．通过计算腐蚀前后不同位置处 X70 钢试样的三维高度差值获得其对应三维减薄量 H，并利用三维减薄量 H 的频率分布直方图来直观地反映其分布特征，验证其正态分布性［17］．同时选用腐蚀减薄量平均值 μH及标准差 σH定量分析腐蚀减薄量 H 的正态分布差异．其中，平均值 μH用来描述服从腐蚀减薄量正态分布的随机变量的均值，标准差 σH描述正态分布的离散程度，σH越小，分布越集中，说明各个数值与平均值的差别越小，离集中趋势位置越近，反之亦然［18］．图 5 X70 钢表面三维高度测试方法示意图 Fig． 5 Schematic representation of three-dimensional height measurement for X70 steel 2 实验结果 2. 1 流体力学模拟计算图 6 所示为沿喷射中心径向距离及不同位置处 X70 钢试样表面的壁面切应力 τw 计算结果．由图 6( a) 可见，随着距喷射中心径向距离 r 的增大，壁面切应力 τw呈现先增加后减小，而后逐渐稳定的 · 292 ·

第3期蔡峰等：高温高压喷射条件下X70管线钢的CO,腐蚀形貌 ·293· 变化规律.其中，在喷射正中心点r=0mm处，壁面基体表面粗糙程度最大，形貌分布严重偏离基准面，切应力T.=0Nm2;r=3.5mm处，壁面切应力T. 这与图8中试样B三维形貌中连续的凸峰结构和出现最大值；r>9mm,壁面切应力T,基本保持不较深的凹坑结果一致：试样C和D的，和S值介于变.图6(b)结果显示，按照试样A→D→C→B的顺试样A和B之间，且试样C的S,和S,值均大于试样序，试样表面壁面切应力T的平均值依次增大.同 D,这与图8中试样C和D凸峰和凹坑数量的减少时注意到，试样A表面的壁面切应力T,分布偏差最相一致，表明相对于试样B而言，试样C和D基体大，试样B和C表面r.分布偏差相对较小，而试样表面受到的腐蚀破坏程度逐渐降低.同时，试样B D表面T.分布基本保持不变表面高度分布的偏斜度S:值最小且为负值，其余试 2.2腐蚀产物微观形貌样的S4值均为正并按照A、D和C的顺序依次递图7所示为喷射后不同位置处X70钢试样表增，说明试样B和C表面分别以“凹坑”和“凸峰” 面腐蚀产物微观形貌。图7结果显示，不同位置处为其主要形貌特征.同时，试样B和C的表面高度 X70钢表面腐蚀产物的致密度和覆盖率存在显著差分度峭度S.值大于3，试样A和D的S值均小于异.试样A表面腐蚀产物分布平坦，仅沿流体运动 3,表明试样B、C分布集中在中心，而试样A和D表方向存在一定冲刷痕迹，其截面形貌显示腐蚀产物面高度分布更为分散，峰和谷分布数量相当网致密完整，厚度达到50μm.试样B表面腐蚀产物综上结果可见，高温高压C0,环境流体喷射条呈块状结构，分布疏松且有裂纹出现，在沿流体冲刷件下，按照试样A→DC→B的顺序，X70钢基体表方向腐蚀产物膜呈现内外双层结构，膜层厚度不足面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，表 10μm.试样C和D表面腐蚀产物呈网状化结构，其面平均偏差S,和均方根偏差S。逐渐增大，这与图6 致密度、覆盖率和膜层厚度介于试样A和B之间. 中喷射条件下不同试样表面壁面切应力？.的分布特别地，与试样C相比，试样D表面腐蚀产物分布规律一致，说明试样表面切应力分布的差异会影响更加趋于平整，裂纹明显降低，致密度进一步提高. 到腐蚀后基体表面三维形貌的差别上述结果表明，高温高压CO2环境流体喷射条件 2.4腐蚀减薄量及统计分析下，按照试样AD→C→B的顺序，X70钢表面腐蚀图9所示为不同位置处X70钢试样三维腐蚀产物的致密度和完整性逐渐降低，腐蚀产物对基体减薄量H及其频率分布直方图.对三维腐蚀减薄量材料的保护性也将相应减弱. H进行统计结果表明，不同位置处X70钢试样的腐 2.3表面三维形貌及统计分析蚀减薄量均符合正态分布，即腐蚀减薄量以其平均图8所示为不同位置处X70钢试样去除腐蚀值为中心，两端逐渐对称地减少.不同位置处X70 产物后基体三维形貌及高度概率分布曲线.如图8 钢腐蚀减薄量平均值4H及标准差σ结果如表5所所示，试样A基体表面均匀平整，未见明显的凸峰示.由结果可见：试样A的减薄量平均值μ和标准和凹坑特征.试样A表面高度分布范围为-7~ 差σ最小，腐蚀减薄量分布范围及正态分布离散度 5um,并呈现典型的正态分布特征.试样B三维形最小；试样B的uH和σH最大，分别为试样A对应参貌呈现连续的凸峰和凹坑特征，表面高度的分布范数的3.85倍和4.28倍，腐蚀减薄量分布范围在0~ 围最大，在-25~24m之间.与试样B相比，试样 80um之间，正态分布离散度最大；试样C和D的 C基体表面仅在局部区域有连续凸峰结构和腐蚀凹 uH和σa介于试样A和B之间，且试样C的ug和σH 坑存在，且表面陡峭度和腐蚀坑深度均呈现减低趋值均大于试样D.上述结果表明，高温高压CO,环势：此外，试样C表面高度分布范围小于试样B.与境流体喷射条件下，按照试样A→D→C→B的顺试样C相比，试样D基体表面凸峰、腐蚀坑数量以序，X70钢的腐蚀减薄量平均值4a及标准差σH呈逐及表面高度分布范围进一步减小，基体表面趋于平渐增大的趋势，这与图6中喷射条件下不同试样表整化. 面壁面切应力T.分布及图8表面三维形貌特征的表4对比了不同位置处X70钢试样基体表面变化规律相一致. 三维形貌的幅度参数.由结果可见：试样A表面平 3讨论均偏差S,和均方根偏差S,最小，说明试样A基体表面均匀平整，偏离基准面程度很小，腐蚀破坏程度最依据喷射条件下材料表面的流体动力学特征，弱：试样B表面平均偏差S,和均方根偏差S,值最可划分为以下几个区域0，如图10所示：层流滞留大，约为试样A对应参数值的4.5倍，表面试样B 区(I区)、高湍流过渡区（Ⅱ区）、低湍流壁面喷射

第 3 期蔡峰等: 高温高压喷射条件下 X70 管线钢的 CO2 腐蚀形貌变化规律．其中，在喷射正中心点 r = 0 mm 处，壁面切应力 τw = 0 N·m － 2 ; r = 3. 5 mm 处，壁面切应力 τw 出现最大值; r ＞ 9 mm，壁面切应力 τw 基本保持不变．图 6( b) 结果显示，按照试样 A→D→C→B 的顺序，试样表面壁面切应力 τw的平均值依次增大．同时注意到，试样 A 表面的壁面切应力 τw分布偏差最大，试样 B 和 C 表面 τw分布偏差相对较小，而试样 D 表面 τw分布基本保持不变． 2. 2 腐蚀产物微观形貌图 7 所示为喷射后不同位置处 X70 钢试样表面腐蚀产物微观形貌．图 7 结果显示，不同位置处 X70 钢表面腐蚀产物的致密度和覆盖率存在显著差异．试样 A 表面腐蚀产物分布平坦，仅沿流体运动方向存在一定冲刷痕迹，其截面形貌显示腐蚀产物致密完整，厚度达到 50 μm．试样 B 表面腐蚀产物呈块状结构，分布疏松且有裂纹出现，在沿流体冲刷方向腐蚀产物膜呈现内外双层结构，膜层厚度不足 10 μm．试样 C 和 D 表面腐蚀产物呈网状化结构，其致密度、覆盖率和膜层厚度介于试样 A 和 B 之间．特别地，与试样 C 相比，试样 D 表面腐蚀产物分布更加趋于平整，裂纹明显降低，致密度进一步提高．上述结果表明，高温高压 CO2 环境流体喷射条件下，按照试样 A→D→C→B 的顺序，X70 钢表面腐蚀产物的致密度和完整性逐渐降低，腐蚀产物对基体材料的保护性也将相应减弱． 2. 3 表面三维形貌及统计分析图 8 所示为不同位置处 X70 钢试样去除腐蚀产物后基体三维形貌及高度概率分布曲线．如图 8 所示，试样 A 基体表面均匀平整，未见明显的凸峰和凹坑特征．试样 A 表面高度分布范围为－ 7 ～ 5 μm，并呈现典型的正态分布特征．试样 B 三维形貌呈现连续的凸峰和凹坑特征，表面高度的分布范围最大，在－ 25 ～ 24 μm 之间．与试样 B 相比，试样 C 基体表面仅在局部区域有连续凸峰结构和腐蚀凹坑存在，且表面陡峭度和腐蚀坑深度均呈现减低趋势; 此外，试样 C 表面高度分布范围小于试样 B．与试样 C 相比，试样 D 基体表面凸峰、腐蚀坑数量以及表面高度分布范围进一步减小，基体表面趋于平整化．表 4 对比了不同位置处 X70 钢试样基体表面三维形貌的幅度参数．由结果可见: 试样 A 表面平均偏差 Sa和均方根偏差 Sq最小，说明试样 A 基体表面均匀平整，偏离基准面程度很小，腐蚀破坏程度最弱; 试样 B 表面平均偏差 Sa 和均方根偏差 Sq 值最大，约为试样 A 对应参数值的 4. 5 倍，表面试样 B 基体表面粗糙程度最大，形貌分布严重偏离基准面，这与图 8 中试样 B 三维形貌中连续的凸峰结构和较深的凹坑结果一致; 试样 C 和 D 的 Sa和 Sq值介于试样 A 和 B 之间，且试样 C 的 Sa和 Sq值均大于试样 D，这与图 8 中试样 C 和 D 凸峰和凹坑数量的减少相一致，表明相对于试样 B 而言，试样 C 和 D 基体表面受到的腐蚀破坏程度逐渐降低．同时，试样 B 表面高度分布的偏斜度 Ssk值最小且为负值，其余试样的 Ssk值均为正并按照 A、D 和 C 的顺序依次递增，说明试样 B 和 C 表面分别以“凹坑”和“凸峰” 为其主要形貌特征．同时，试样 B 和 C 的表面高度分度峭度 Sku值大于 3，试样 A 和 D 的 Sku值均小于 3，表明试样 B、C 分布集中在中心，而试样 A 和 D 表面高度分布更为分散，峰和谷分布数量相当［19］．综上结果可见，高温高压 CO2 环境流体喷射条件下，按照试样 A→D→C→B 的顺序，X70 钢基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，表面平均偏差 Sa和均方根偏差 Sq逐渐增大，这与图 6 中喷射条件下不同试样表面壁面切应力 τw的分布规律一致，说明试样表面切应力分布的差异会影响到腐蚀后基体表面三维形貌的差别． 2. 4 腐蚀减薄量及统计分析图 9 所示为不同位置处 X70 钢试样三维腐蚀减薄量 H 及其频率分布直方图．对三维腐蚀减薄量 H 进行统计结果表明，不同位置处 X70 钢试样的腐蚀减薄量均符合正态分布，即腐蚀减薄量以其平均值为中心，两端逐渐对称地减少．不同位置处 X70 钢腐蚀减薄量平均值 μH及标准差 σH结果如表 5 所示．由结果可见: 试样 A 的减薄量平均值 μH和标准差 σH最小，腐蚀减薄量分布范围及正态分布离散度最小; 试样 B 的 μH和 σH最大，分别为试样 A 对应参数的3. 85 倍和4. 28 倍，腐蚀减薄量分布范围在 0 ～ 80 μm 之间，正态分布离散度最大; 试样 C 和 D 的 μH和 σH介于试样 A 和 B 之间，且试样 C 的 μH和 σH 值均大于试样 D．上述结果表明，高温高压 CO2 环境流体喷射条件下，按照试样 A→D→C→B 的顺序，X70 钢的腐蚀减薄量平均值 μH及标准差 σH呈逐渐增大的趋势，这与图 6 中喷射条件下不同试样表面壁面切应力 τw分布及图 8 表面三维形貌特征的变化规律相一致． 3 讨论依据喷射条件下材料表面的流体动力学特征，可划分为以下几个区域［20］，如图 10 所示: 层流滞留区( Ⅰ区) 、高湍流过渡区( Ⅱ区) 、低湍流壁面喷射 · 392 ·

·296 北京科技大学学报第36卷表4不同区域内X70钢试样表面三维形貌的幅度参数面处传质速率不断加快.壁面喷射区（Ⅲ区）传质系 Table 4 Surface characteristic amplitude parameters of X70 steel at dif- 数介于滞留区和过渡区之间，且随距喷射中心径向 ferent locations 距离，增大而逐渐减小.这是由于随着湍流强度衰试样 S./μm Sa/μm 减，流体边界层厚度增加，速度变化梯度不断降低所 A 2.14 2.69 0.04 2.13 致.同时，由喷射条件下材料表面的壁面切应力T. B 9.33 11.51 -0.072 3.28 分布规律（图6）可见，随着距喷射中心径向距离r C 4.64 5.76 0.313 3.12 的延长呈现先增加后逐渐减小的趋势，即壁面切应 D 4.03 4.74 0.094 2.57 力？在滞留区内不断增大，并在过渡内达到峰值后区（Ⅲ区）及流体边界层（Ⅳ区）.在本研究中，试样迅速下降，在壁面喷射区内缓慢下降并最终保持恒 A处于层流滞留区，B处于高湍流过渡区，C和D处定。这与Zhang及吴欣强等1.B的流体力学模拟计算研究结果是一致的于低湍流壁面喷射区（如图2所示），研究表明，流体流态对腐蚀过程的影响主要表根据喷射条件下材料表面传质和壁面切应力结现在以下两个方面1-：第一，由于C0,腐蚀过程果，对不同流态区域内试样腐蚀特征及原因分析在大多数条件下受到扩散控制或者电化学与扩散混如下. 试样A所处的层流滞留区内，流体传质过程较合控制，因此腐蚀过程主要受腐蚀反应物向腐蚀产物膜的传输及通过腐蚀产物膜向基体表面传输的影为缓慢.同时，材料表面壁面切应力T较小，对腐蚀响.其中，腐蚀反应物向腐蚀产物膜的传输主要与产物膜的力学破坏作用弱.因此，试样A表面腐蚀流体边界层厚度和流速有关，而腐蚀产物向材料基产物表现为平整致密，相互连通的特点.完整致密体的传输过程，则与腐蚀产物膜的致密度、覆盖度、的腐蚀产物将会抑制腐蚀介质通过腐蚀产物向基体厚度等性能有关.第二，流体冲刷引起的力学作用，的传质扩散过程，导致腐蚀相对缓慢，对基体起到一定的保护作用.因此，材料A基体表面三维形貌破尤其是壁面切应力，会造成材料表面腐蚀产物的减薄或脱落，从而改变材料的表面状态，进而影响整个坏程度最弱，表面平均偏差S,和均方根偏差S,值最腐蚀的过程. 小，腐蚀减薄量平均值以g最小且分布集中.与在喷射条件下，不同区域内流体的传质系数K Zhang等在常温常压下对层流滞留区X65钢腐蚀产可分别为-0：物膜微观形貌相比较，高温高压条件形成的腐蚀产滞留区(I区)，物更为致密完整，这与不同环境条件下C02腐蚀产物膜的形成机理有关 K1=0.54r。a5u-Q”D0.67m5,L≤2.2； (6) ro 试样B所处的湍流过渡区内，湍流态完全发过渡区（Ⅱ区），展，传质系数最大，即腐蚀介质与基体表面间的物质 K1=0.74.5v-0D65,2.2<∠≤4.4：传输速率加快，从传质的角度来看对腐蚀起到了促进作用，容易形成致密完整的腐蚀产物膜.另一方 (7) 面，在湍流区内高壁面切应力的作用下，表面形成的壁面喷射区（Ⅲ区），腐蚀产物不断受到流体的冲刷破坏，造成腐蚀产物 Km=0.585r60mr-2D(V/w)a4,4.4<I≤10，出现裂纹、孔隙等缺陷，腐蚀产物不断减薄甚至出现脱落.最终导致试样B的腐蚀产物微观形貌表现为 (8) 图7所示的疏松多孔、覆盖不完整的特征.腐蚀产式中：r为距喷射中心的径向距离，m;ro为喷嘴的半物膜的致密度、完整性等性能的降低，使得腐蚀介质径，m;v为运动黏度，m2·s:D为分子扩散系数；V 在产物膜层中传质阻力大大减弱.此外，当局部位为喷射速度，m·s1.通过上述计算分析可知，过渡置腐蚀产物脱落后，基体材料直接暴露于腐蚀介质区（Ⅱ区）内流体的传质系数要远大于滞留区(I 中，试样表面形成腐蚀产物一基体的电偶腐蚀，腐蚀区)内.这是由于随着距喷射中心径向距离r的增将进一步加剧，最终在基体表面形成腐蚀“凹坑” 大，层流滞留区内流体运动方向由轴向逐渐过渡为特征.研究表明，湍流态下材料表面“凹坑”区域内径向，同时流态由层流向湍流转变，流体边界层厚度更容易导致微湍流以及涡旋的形成，凹坑内流体的开始逐渐减小，因此传质速率相对较低；而过渡区内紊乱程度将更加剧烈，传质速度进一步加速且剪切湍流已经完全发展，流体边界层厚度非常小，在近壁力达到峰值，最终导致局部位置腐蚀加速，腐蚀减薄

北京科技大学学报第 36 卷表 4 不同区域内 X70 钢试样表面三维形貌的幅度参数 Table 4 Surface characteristic amplitude parameters of X70 steel at different locations 试样 Sa /μm Sq /μm Ssk Sku A 2. 14 2. 69 0. 04 2. 13 B 9. 33 11. 51 － 0. 072 3. 28 C 4. 64 5. 76 0. 313 3. 12 D 4. 03 4. 74 0. 094 2. 57 区( Ⅲ区) 及流体边界层( Ⅳ区) ．在本研究中，试样 A 处于层流滞留区，B 处于高湍流过渡区，C 和 D 处于低湍流壁面喷射区( 如图 2 所示) ．研究表明，流体流态对腐蚀过程的影响主要表现在以下两个方面［21--22］: 第一，由于 CO2 腐蚀过程在大多数条件下受到扩散控制或者电化学与扩散混合控制，因此腐蚀过程主要受腐蚀反应物向腐蚀产物膜的传输及通过腐蚀产物膜向基体表面传输的影响．其中，腐蚀反应物向腐蚀产物膜的传输主要与流体边界层厚度和流速有关，而腐蚀产物向材料基体的传输过程，则与腐蚀产物膜的致密度、覆盖度、厚度等性能有关．第二，流体冲刷引起的力学作用，尤其是壁面切应力，会造成材料表面腐蚀产物的减薄或脱落，从而改变材料的表面状态，进而影响整个腐蚀的过程．在喷射条件下，不同区域内流体的传质系数 K 可分别为［23--24］: 滞留区( Ⅰ区) ， KⅠ = 0. 54r － 0. 5 0 υ － 0. 17D0. 67V0. 5，r r0 ≤2. 2; ( 6) 过渡区( Ⅱ区) ， KⅡ = 0. 74r － 0. 5 0 υ － 0. 17D0. 67V0. 5，2. 2 ＜ r r0 ≤4. 4; ( 7) 壁面喷射区( Ⅲ区) ， KⅢ = 0. 585r 1. 04 0 r － 1. 2D( V /υ) 0. 84，4. 4 ＜ r r0 ≤10， ( 8) 式中: r 为距喷射中心的径向距离，m; r0为喷嘴的半径，m; υ 为运动黏度，m2 ·s － 1 ; D 为分子扩散系数; V 为喷射速度，m·s － 1 ．通过上述计算分析可知，过渡区( Ⅱ区) 内流体的传质系数要远大于滞留区( Ⅰ 区) 内．这是由于随着距喷射中心径向距离 r 的增大，层流滞留区内流体运动方向由轴向逐渐过渡为径向，同时流态由层流向湍流转变，流体边界层厚度开始逐渐减小，因此传质速率相对较低; 而过渡区内湍流已经完全发展，流体边界层厚度非常小，在近壁面处传质速率不断加快．壁面喷射区( Ⅲ区) 传质系数介于滞留区和过渡区之间，且随距喷射中心径向距离 r 增大而逐渐减小．这是由于随着湍流强度衰减，流体边界层厚度增加，速度变化梯度不断降低所致．同时，由喷射条件下材料表面的壁面切应力 τw 分布规律( 图 6) 可见，随着距喷射中心径向距离 r 的延长呈现先增加后逐渐减小的趋势，即壁面切应力 τw在滞留区内不断增大，并在过渡内达到峰值后迅速下降，在壁面喷射区内缓慢下降并最终保持恒定．这与 Zhang 及吴欣强等［11，13--14］的流体力学模拟计算研究结果是一致的．根据喷射条件下材料表面传质和壁面切应力结果，对不同流态区域内试样腐蚀特征及原因分析如下．试样 A 所处的层流滞留区内，流体传质过程较为缓慢．同时，材料表面壁面切应力 τw较小，对腐蚀产物膜的力学破坏作用弱．因此，试样 A 表面腐蚀产物表现为平整致密，相互连通的特点．完整致密的腐蚀产物将会抑制腐蚀介质通过腐蚀产物向基体的传质扩散过程，导致腐蚀相对缓慢，对基体起到一定的保护作用．因此，材料 A 基体表面三维形貌破坏程度最弱，表面平均偏差 Sa和均方根偏差 Sq值最小，腐蚀减薄量平均值 μH 最小且分布集中．与 Zhang 等在常温常压下对层流滞留区 X65 钢腐蚀产物膜微观形貌相比较，高温高压条件形成的腐蚀产物更为致密完整，这与不同环境条件下 CO2 腐蚀产物膜的形成机理有关［25］．试样 B 所处的湍流过渡区内，湍流态完全发展，传质系数最大，即腐蚀介质与基体表面间的物质传输速率加快，从传质的角度来看对腐蚀起到了促进作用，容易形成致密完整的腐蚀产物膜．另一方面，在湍流区内高壁面切应力的作用下，表面形成的腐蚀产物不断受到流体的冲刷破坏，造成腐蚀产物出现裂纹、孔隙等缺陷，腐蚀产物不断减薄甚至出现脱落．最终导致试样 B 的腐蚀产物微观形貌表现为图 7 所示的疏松多孔、覆盖不完整的特征．腐蚀产物膜的致密度、完整性等性能的降低，使得腐蚀介质在产物膜层中传质阻力大大减弱．此外，当局部位置腐蚀产物脱落后，基体材料直接暴露于腐蚀介质中，试样表面形成腐蚀产物--基体的电偶腐蚀，腐蚀将进一步加剧［26］，最终在基体表面形成腐蚀“凹坑” 特征．研究表明，湍流态下材料表面“凹坑”区域内更容易导致微湍流以及涡旋的形成，凹坑内流体的紊乱程度将更加剧烈，传质速度进一步加速且剪切力达到峰值，最终导致局部位置腐蚀加速，腐蚀减薄 · 692 ·

·298 北京科技大学学报第36卷湍流强度和传质速度逐步降低。同时，壁面切应力化为年腐蚀速率Rm,与壁面切应力T.作图并进行 T随径向距离，的增加而降低，即对腐蚀产物的冲指数拟合，结果如图11所示.由拟合结果可见腐蚀刷破坏作用显著降低.因此，相对湍流过渡区内试速率Rm与壁面切应力r.之间很好地符合如下指数样B,试样C和D的腐蚀产物分布更为完整，孔隙、关系：Rm=7.21r07(相关度R2=0.9635),这与裂纹等缺陷显著减少，腐蚀产物对传质过程起到一 Efird等网提出的CO2腐蚀速率Rm与切应力T.关定程度的抑制，对基体的保护相应增强。因此，试样系Rr=ar。一致.其中，a和b分别为关系式系数 C和D表面平均偏差S,值分别为试样B的49.7% 和指数.不同之处在于本研究拟合指数b是Efird 和43.2%.试样C和D的腐蚀减薄量平均值ug相等结果的7.3倍，这是因为实验环境（温度和压对于试样B分别降低了32.9%和59.8% 力)、化学溶液(C02分压、离子含量、腐蚀产物膜特表5不同位置X70钢的三维腐蚀减薄量平均值以g及标准差σH 征等)差异所致. Table 5 ug and o values of X70 steel at different locations 试样 Aa/μm 0H/μm 。实验结果 A 13.02 2.69 一拟合结果试样B 小 50.16 11.51 入 C 33.67 5.77 试样C o 20.15 3.62 10 试样D 试样A 区域【：层流滞留区区域Ⅱ：高湍流过渡区区域Ⅲ：低湍流壁面喷射区 10 20304050607080 区域V:流体边界层壁面切应力，tN·m 喷嘴「喷射半径下距喷射中心径向距离图11高温高压流体喷射条件下X70钢腐蚀速率与壁面切应力 :喷嘴距试样夹具距离 U。喷射速度关系 Fig.11 Relationship between the corrosion rate and wall shear stres- 区域Ⅲ ses under liquid jet impingement at high temperature and high pressure 区域I 反域Ⅱ environment 区城W 3 5 6 此外，由图11结果可见，试样A壁面切应力分径向距离，。布范围最大，但腐蚀速率的标准偏差最小：试样B 图10喷射条件下流体力学模型示意图和C壁面切应力分布范围相对较小，腐蚀速率标准 Fig.10 Hydrodynamic flow pattern at the submerged impinging jet 偏差很高.这是由于壁面切应力对腐蚀产物膜的破综上分析可知，不同区域内流体传质速率和壁坏存在临界值Ta90.当T.Tia时， CO,环境流体喷射条件下，按照层流区→壁面喷射流体冲刷破坏作用超过腐蚀产物断裂力学性能，区→过渡区的顺序，流体壁面切应力T,逐渐增加，引起腐蚀产物内应力的增大，造成腐蚀产物开裂、表面腐蚀产物膜不断被减薄直至脱落，并引起腐蚀孔隙等缺陷出现.因此，当T.>Teritical时，即使很小传质过程阻力的降低，传质速率增大，腐蚀过程不断的壁面切应力变化梯度都会引起腐蚀形貌和腐蚀加剧.因此，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的速率的显著变化，反之亦然.在本实验条件下，壁顺序，X70钢的腐蚀产物表现为由完整致密向疏松面切应力对CO2腐蚀产物作用的临界值raic约多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非为30Nm2 常陡峭的特征，表面平均偏差S和均方根偏差S,逐渐增大.同时，腐蚀减薄量平均值4及标准差σH也 4结论呈现逐渐增大的趋势 (1)高温高压C0,环境流体喷射条件下，按照 CO,腐蚀研究表明，壁面切应力反映了流体物层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70钢表面性（密度、黏度等）和动力学特征，是描述流体对腐腐蚀产物由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三蚀影响作用的重要参数.因此，将腐蚀减薄量H转维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，表面平

北京科技大学学报第 36 卷湍流强度和传质速度逐步降低．同时，壁面切应力 τw随径向距离 r 的增加而降低，即对腐蚀产物的冲刷破坏作用显著降低．因此，相对湍流过渡区内试样 B，试样 C 和 D 的腐蚀产物分布更为完整，孔隙、裂纹等缺陷显著减少，腐蚀产物对传质过程起到一定程度的抑制，对基体的保护相应增强．因此，试样 C 和 D 表面平均偏差 Sa值分别为试样 B 的 49. 7% 和 43. 2% ．试样 C 和 D 的腐蚀减薄量平均值 μH相对于试样 B 分别降低了 32. 9% 和 59. 8% ．表 5 不同位置 X70 钢的三维腐蚀减薄量平均值 μH及标准差 σH Table 5 μH and σH values of X70 steel at different locations 试样 μH /μm σH /μm A 13. 02 2. 69 B 50. 16 11. 51 C 33. 67 5. 77 D 20. 15 3. 62 图 10 喷射条件下流体力学模型示意图 Fig． 10 Hydrodynamic flow pattern at the submerged impinging jet 综上分析可知，不同区域内流体传质速率和壁面切应力 τw的分布差异是造成 X70 钢腐蚀形貌、三维形貌及腐蚀减薄量差异的主要原因．高温高压 CO2 环境流体喷射条件下，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，流体壁面切应力 τw逐渐增加，表面腐蚀产物膜不断被减薄直至脱落，并引起腐蚀传质过程阻力的降低，传质速率增大，腐蚀过程不断加剧．因此，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70 钢的腐蚀产物表现为由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，表面平均偏差 Sa和均方根偏差 Sq逐渐增大．同时，腐蚀减薄量平均值 μH及标准差 σH也呈现逐渐增大的趋势． CO2 腐蚀研究表明，壁面切应力反映了流体物性( 密度、黏度等) 和动力学特征，是描述流体对腐蚀影响作用的重要参数．因此，将腐蚀减薄量 H 转化为年腐蚀速率Ｒcorr，与壁面切应力 τw作图并进行指数拟合，结果如图 11 所示．由拟合结果可见腐蚀速率Ｒcorr与壁面切应力 τw之间很好地符合如下指数关系: Ｒcorr = 7. 21τ 0. 7 w ( 相关度Ｒ2 = 0. 9635 ) ，这与 Efird 等［28］提出的 CO2 腐蚀速率Ｒcorr与切应力 τw关系Ｒcorr = aτb w 一致．其中，a 和 b 分别为关系式系数和指数．不同之处在于本研究拟合指数 b 是 Efird 等结果的 7. 3 倍，这是因为实验环境 ( 温度和压力) 、化学溶液 ( CO2 分压、离子含量、腐蚀产物膜特征等) 差异所致．图 11 高温高压流体喷射条件下 X70 钢腐蚀速率与壁面切应力关系 Fig． 11 Ｒelationship between the corrosion rate and wall shear stresses under liquid jet impingement at high temperature and high pressure environment 此外，由图 11 结果可见，试样 A 壁面切应力分布范围最大，但腐蚀速率的标准偏差最小; 试样 B 和 C 壁面切应力分布范围相对较小，腐蚀速率标准偏差很高．这是由于壁面切应力对腐蚀产物膜的破坏存在临界值 τcritical ［29--30］．当 τw ＜ τcritical时，流体对腐蚀产物的冲刷作用并不显著，腐蚀产物晶粒呈现细小，对基体具有一定的保护作用; 当 τw ＞ τcritical时，流体冲刷破坏作用超过腐蚀产物断裂力学性能，引起腐蚀产物内应力的增大，造成腐蚀产物开裂、孔隙等缺陷出现．因此，当 τw ＞ τcritical时，即使很小的壁面切应力变化梯度都会引起腐蚀形貌和腐蚀速率的显著变化，反之亦然．在本实验条件下，壁面切应力对 CO2 腐蚀产物作用的临界值 τcritical约为 30 N·m － 2 ． 4 结论 ( 1) 高温高压 CO2 环境流体喷射条件下，按照层流区→壁面喷射区→过渡区的顺序，X70 钢表面腐蚀产物由完整致密向疏松多孔变化，基体表面三维形貌呈现平坦→陡峭→非常陡峭的特征，表面平 · 892 ·

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