·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.<Tm时，流体对 面切应力T,的分布差异是造成X70钢腐蚀形貌、三 腐蚀产物的冲刷作用并不显著，腐蚀产物晶粒呈现 维形貌及腐蚀减薄量差异的主要原因.高温高压 细小，对基体具有一定的保护作用；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 stres￾ses 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 ·