腐蚀评价（精选10篇）
腐蚀评价 篇1
1各国汽车整车防腐蚀标准
汽车由各种金属零部件和非金属零部件组成,在使用过程中不可避免地会遇到腐蚀问题,给社会造成了巨大的经济损失。随着社会的发展和人类生活水平的提高,人们对汽车舒适性和耐久性的要求也日益提高;另外,随着消费者维权意识的不断加强,因汽车腐蚀导致的召回事件也越来越多,这就要求汽车整车的防腐蚀性能必须与其使用寿命相适应。为此,发达国家的汽车厂商都制定了针对汽车整车的防腐蚀标准,见表1。
2汽车防腐蚀应对措施
2.1汽车产品设计过程中的防腐蚀措施
2.1.1汽车产品用板材的选择
车身板材的选择非常重要,世界各国汽车行业普遍使用单面镀锌钢板或双面镀锌钢板提高车身的耐腐蚀性能。根据瑞典腐蚀研究所的调查,7~10 μm厚的镀锌层具有良好的耐腐蚀性,2~5 μm厚的锌-镍层防腐能力小于7年。在青岛海洋腐蚀研究所的腐蚀试验场,发现采用相同涂装工艺、但板材不同的2个轿车车门8年后的腐蚀情况出现了明显差别:冷轧板车门由于空腔部位没有泳上电泳漆或电泳漆膜偏薄,在第3年就已经出现锈蚀; 而采用镀锌板的车门8年后基本无腐蚀,见图1。 目前国内绝大部分汽车厂的车身仍全部采用冷轧钢板,只有个别合资企业生产的轿车车身车门等部位采用镀锌钢板。
因此,车身外表面用板材推荐采用电镀锌板和热镀锌板等,车身内表面用板材推荐采用电镀锌、热镀锌、铝板、塑料和复合材料等。目前为满足车身轻量化的需求,高强度钢板和超高强度钢板、铝合金板、复合材料(包括玻璃纤维、碳纤维和天然纤维增强塑料,热塑性塑料和热固性塑料)等在汽车上的应用会越来越广泛。
2.1.2汽车车身结构的设计
为保证整车防腐质量,车身结构设计应特别注意以下几个方面。
2.1.2.1接缝处的设计
接缝处的设计要保证外观平整、光滑,且便于密封和/或防腐处理;同时,应按照汽车行进方向和水飞溅方向设计接缝开口,使之朝向水难以进入的方向,见图2。
2.1.2.2板断面部位的设计
在图3中,设计方式1色圈内区域的漆膜易产生边角效应,漆膜变薄,同时棱边漆膜容易被石击破坏,不利于车身的防腐;2和3的设计方案比较好,板断面底部漆膜有一个保护面,还可以采用喷涂PVC的方式来防止漆膜过早腐蚀;设计方式4的圈内的区域容易堆积淤泥并因此引起锈蚀,不利于车身防腐。目前,欧洲市场的汽车普遍采用第2种设计方式。
2.1.2.3工艺孔的设计
众所周知,目前车身(驾驶室)100%采用电泳涂装,为了保证良好的涂装性(泳透性),车身(驾驶室)必须合理设置工艺孔的位置、大小和数量。 一般应遵循以下几条原则。
a.通常电泳工艺孔的间距设置为150~200 mm。 间距为150 mm时,孔的直径φ为15 mm;间距为200 mm时,孔的直径φ为20 mm;
b.在封闭区域,内、外板应该交叉开孔;
c.车身搭接的板材之间一般要有3 mm左右的间隙;
d.尽量“借用”总装装配孔、焊接定位孔和冲压定位孔;
e.增设电泳工艺孔时,尽量使其兼备排液孔及防气泡孔的功能,以便使白车身出槽(脱脂、磷化、 纯水洗等)时携带的液体在工艺时间内及时排除, 一般沥液时间≤30 s。
f.增设电泳工艺孔时要考虑是否影响整车的密封性。
图4为某轿车B柱开工艺孔的简要说明。
2.2汽车涂装技术的防腐蚀措施
2.2.1汽车耐腐蚀涂层结构
根据汽车总成及零部件在车上的位置、使用工况和涂层性能(包括耐腐蚀性能)要求不同,使用的涂装材料及采用的涂装工艺也不同。国内外各大汽车公司都有相应的关于汽车油漆涂层的企业标准,国内目前有效的标准是汽车行业标准QC/ T484-1999《汽车油漆涂层》。该标准根据汽车零部件的使用条件和涂漆质量要求,将涂层结构分为10个组、17个等级,每个级别都规定了不同的耐腐蚀性能。随着汽车工业的不断发展,该标准亟需修订。作者根据多年的工作经验、大量试验结果及目前汽车涂装材料的性能,按汽车各个部位推荐几种耐腐蚀的涂层结构及涂层所能达到的耐腐蚀性能,见表2。
注:a.○为必须采用的工艺; b.(○)为可以取消的工艺; c.载货车车架推荐采用环氧电泳涂料+喷涂快干聚脲底面合一涂料,中性盐雾时间≥720 h,耐候性能≥500 h; d.铸锻件涂装要根据铸锻件表面粗糙度确定最佳膜厚。经验值是,涂膜厚度为产品材质表面粗糙度值的3倍以上,才能。
2.2.2汽车特殊部位的防腐措施
2.2.2.1车底喷涂PVC涂料、裙边喷涂抗石击涂料
汽车底板和轮罩等部位在汽车行驶过程中经常受到泥沙、碎石、盐和污水等撞击腐蚀,一般需要喷涂PVC车底涂料;另外,轿车车门裙边、发动机舱盖和A立柱等部位距离地面较近,一般要喷涂抗石击涂料。
2.2.2.2 PVC焊缝密封
为提高车身抗腐蚀能力,所有粘接、焊缝或接缝部位在电泳涂装后都应涂覆密封胶,避免水等介质的浸入而造成腐蚀。
2.2.2.3内腔注蜡(灌蜡)、发泡
汽车内腔部位(如乘用车的前翼子板支撑板、立柱空腔、和车门下部空腔等)因焊接形成的焊缝、夹层和空腔由于屏蔽作用,电泳漆膜较薄、防腐蚀能力较差。为此,通常对这些部位进行喷蜡或注蜡(灌蜡)处理(内腔防锈蜡);高档客车和微型车等进行发泡处理来提高整车耐腐蚀性能。
2.3汽车储运过程中的防腐蚀措施
为保证汽车(尤其是出口汽车)涂层在储运过程中完好如初、无锈蚀现象产生,目前在储运过程中普遍应用的防腐蚀措施有以下几种,这些措施可以有效防止海水、盐雾、高温/高湿和日晒对涂层的侵蚀。
a.车身(驾驶室)喷涂面漆保护蜡、车身保护膜、贴附塑料保护膜、车身护衣等;
b.发动机和变速器等部位喷涂发动机保护蜡;
c.其它底盘件(如车架、车桥、传动轴等)喷涂底盘防锈蜡;
d.车门、行李厢等活动铰链处等喷涂合页蜡。
3汽车涂层耐腐蚀试验方法及评价方法
3.1试验室样板、样件涂层的耐蚀性评价
20世纪90年代以前,都采用单纯的中性盐雾试验来考核汽车涂层的耐蚀性能,依据的标准是GB/T-1771《色漆和清漆耐中性盐雾试验的测定》。 第1版标准GB/T-1771-1991只有盐雾试验方法,没有评价方法;目前最新版本是GB/T-1771-2007,增加了采用ISO方法对试验结果进行评价的内容。90年代中期,德国大众PV1210循环交变腐蚀试验方法被普遍用来考核涂层(当时只考核试验室样板及样件涂层的耐腐蚀性能)的耐腐蚀性能,比单纯的盐雾试验更接近汽车涂层的实际使用工况;日本马自达公司也有相应的循环腐蚀试验方法。
3.2整车涂层耐腐蚀性能评价
2000年以后,海南汽车试验研究所起草了汽车行业标准QC/T732-2005《乘用车强化腐蚀试验方法》,2005年7月1日实施,用来考核整车涂层耐腐蚀性能,试验场地是海南琼海,目前只能对乘用车涂层耐腐蚀性能进行考核。德国大众考核整车道路循环腐蚀试验的方法是EP003.09,试验场地在美国的凤凰城。有关试验方法的对比见表3~表5。
每种试验方法的试验条件各不相同,笔者通过大量试验得出了几种试验方法之间的对比关系,见表6。
无论采用QC/T732方法还是采用EP003.09方法,做完整车道路腐蚀试验后,都要拆车按评价等级进行腐蚀评价,见图5。
3.3涂装线现场拆车进行泳透力测试
电泳质量(尤其是车身内部、缝隙、空腔部位的电泳漆膜厚度),直接影响整车的耐腐蚀性。目前,最普遍、也是最有效的办法是对电泳涂装后的整车进行剖车,验证电泳涂装的泳涂性,并根据泳透力结果,对产品设计进行修正。
某汽车公司的评价方法是:在电泳涂装前确定车身内表面(内腔)每个部位需检测膜厚的位置及检测的点数,然后剖解电泳涂装后的被涂物(车身),按规定的部位及检测点数测定漆膜厚度,与目标膜厚进行比较,合格率达到90%以上为合格。 图6(图中1~9是检测的位置)是某轿车后车门内表面检测部位及检测点数的示意图。
目前,国内外汽车公司公认的车身内表面、内腔电泳漆膜厚度的标准是:乘用车,车身内表面膜厚≥12μ m、内腔膜厚≥10 μm;中重型车,驾驶室内表面膜厚≥10 μm、内腔膜厚≥8 μm。
4结束语
与国外先进汽车企业相比,国内汽车企业在产品设计、制造工艺、防护工艺和材料选择等方面还存在一定差距。在汽车防腐技术方面,整车防腐水平与国外相当,但底盘零部件的防腐水平较低。虽然近年来已经对汽车防腐性能的重要性有了一定认识,但在企业产品开发体系中还没有成立专门的腐蚀评价部门,在产品设计过程中也缺乏腐蚀评审流程。所以应尽快转变国内汽车企业的观念,提高企业对汽车防腐性能的认识,建立企业自己的腐蚀评价体系已是当务之急。
图5 拆车进行耐腐蚀评价
图6 某轿车后车门内表面的检测位置
参考文献
[1]金超,李婷婷,司进华.电泳工艺孔设计对车身耐腐蚀性能的影响[J].现代涂料与涂装,2015(3):57~60.
[2]王锡春,宋华,李文刚.谈电泳涂装的泳透力[J].中国涂料,2014(12):5~9.
腐蚀评价 篇2
利用LY12CZ板材试件进行未腐蚀试件及预腐蚀后试件的二级加载及随机谱加载的.疲劳和腐蚀疲劳试验,分析疲劳损伤累积的演化规律,发现LY12CZ板材试件纯机械疲劳与腐蚀疲劳累积损伤规律基本一致,且均为非线性;预腐蚀后试件与未腐蚀光滑试件高-低、低-高加载累积规律差异较大,并呈现出相反的结果;Miner理论能较好的适用于随机谱下的纯机械疲劳及腐蚀疲劳寿命估算.
作 者：匡林 杨晓华 张玎 卞贵学 KUANG Lin YANG Xiao-hua ZHANG Ding BIAN Gui-xue 作者单位：匡林,KUANG Lin(海军航空工程学院青岛分院,青岛,266041;海南陵水91685部队,陵水,572425)
杨晓华,张玎,卞贵学,YANG Xiao-hua,ZHANG Ding,BIAN Gui-xue(海军航空工程学院青岛分院,青岛,266041)
贫穷腐蚀尊严 篇3
摘 要：台湾作家王桢和写于1967年的短篇小说《嫁妆一牛车》描写了一出底层小人物的人生悲剧，一个男人的人生悲剧。本文试图通过梳理主人公阿发在生活的巨大压力下人格扭曲、尊严陷落的过程，来阐释贫穷腐蚀尊严这一残酷的人间真理，以引起读者对于那些病态人生中的病态人物的同情和关注。
关键词：万发 贫穷 尊严
写于1967年的短篇小说《嫁妆一牛车》是台湾作家王桢和的成名作，也是其代表作之一。作品主人公万发是个无任何家产的赶车人，老婆阿好却嗜赌常输，“万发为了生存，不惜让别的男人共享他的老婆。因做丈夫的无力养家糊口，结果便妥协，苟且偷生和解，受屈辱，丧失尊严地生存。”小说描写了卑微的人物卑抑的生活，一股淡淡的苦痛和矛盾不动声色地在字里行间缓缓地流淌着，令人深深叹息。
本文试图通过梳理主人公阿发在生活的巨大压力下人格扭曲、尊严陷落的过程，来阐释贫穷腐蚀尊严这一残酷的人间真理，以引起读者对于那些病态人生中的病态人物的同情和关注。
毫无疑问，主人公万发是一个具有讽刺意义的悲剧人物。虽然有一个发达的名字，却没有一个发达的人生。阿发自懂事以来，“就一直地给钱困住”，不曾有过哪怕是瞬间的“发”。娶阿好以后，“日子过得尤其没见到好处来”。洪水冲毁了阿发惟一的遗产——三、四分园地，阿发从此一无所有，而逃空袭时患上的耳炎，在延误治疗时机后被一位医生医成了八分聋，以至于难以就业，陷入了无所依傍的生存困境。而且由于阿好嗜赌，常常负债，甚至输到变卖了三个女儿，“只剩下两个男的没发售，也许准备着留他们做蕃息吧”。最终一家人不得不邻公墓而居，与鬼为伴，靠阿发替人赶牛车的微薄酬金来勉强度日，“他们的生活越过越回到原始，也是难怪的了”。
与万发家的草寮相距丈许的一间歪斜的空茅房终于在空了一年后住进了新邻居，在这鬼气森森的荒野中，他们终于“有伴了”！可又有谁能预料到命运多舛的万发将无可奈何地迎接耻辱呢？
阿好丑，那“插在腰上的双手，是算术里的小括弧，在括弧内的只是瘦杆的I字，就没有加快心跳的曲折数字”。“阿好猪八嫂一位，瘦得没有四两重，嘴巴有屎哈坑（茅坑）大呵！胸坎一块洗衣板的……”
阿好固然丑，比姓简的大上十来岁，可姓简的除了“比万发轻少十捻的样子”，却并不见得有多少魅力，那鹿港人“狐臭的异常”令人忍无可忍。三十五六岁，没爹没娘，尚未成家，又租住在这坟场破旧的茅屋里，我们用势力一点的眼光来评价一下，也不过是金字塔最底层的小商小贩而已！可是我们不得不承认：姓简的比万发有钱！比万发有钱！这是姓简的优越处，也是万发的悲哀处。
因老大进城打工，多带了万发的一件汗衫，做爹的便只能一件汗衫夜间洗，白日穿了——贫穷和疾病是遮掩不住的，万发自然也不例外。好在姓简的感激阿好的关怀，将那些沾染了油渍、难以卖出的衣服送给她，贫困潦倒的万发因此再不必忧忡晚上脱下洗的汗衫第二日可否干一个完全了！
贫穷是酸性腐蚀物，一点一滴地掉在尊严上，直至将它腐蚀殆尽！这施舍与接受间，万发的尊严已开始受到侵蚀，只是尚未觉察到而已。而当阿好喜不自胜地告诉万发，姓简的要阿五给他做个帮手，每月两百块且管吃时，“一种悄悄的欢悦闪在嘴角这”。是啊，万发没有理由不欢喜，十一岁的阿五能让家中一个月多上二百元的进项，只会让生活宽松些——万发往家里带的也不过二百四十几个角子罢了。这是生活对万发展露的一丝笑颜吧！
可是猝不及防地，这笑颜变了脸——“姓简的衣贩子和阿好凹凸上了啦！”
万发若果然全聋了，也许得人好处的欢悦会持续的更久些，遗憾的是他只有八分聋，所以尽管双耳的防御工事做的也不简单，消息还是攻进了耳城，在一个半月后。惑慌得不得了，奇异地惊喜，微妙地恨憎，犹豫地否定，“心内山起山落此等”的万发却没有什么火爆的抗议，更不用说发起革命了。是什么让万发隐忍羞辱而“借着耳聩的便当，不予鹿港人谈开”呢？文中写道：“……身上这汗衣，这粗布工人裤，又记忆他好处着自己的种种。有时还问短着他，畏惧他道句‘过河拆桥那类的斥责话。”是的，没有鹿港人，万发连换洗的衣服都没有！天下没有免费的午餐，于是年近五十尚一贫如洗的万发只能消极地戒严着，看着老婆而不敢对姓简的有只言片语。
从心理学角度而言，万发的这一表现也是正常的，心理学家马斯洛曾提出“需求层次论”，依次是生理需求（包括衣食等生理需求）、安全需求、爱与被爱的需求等，低一层的需求得到满足后，高一层的需求才会产生，吃穿是生理需求层次中最基本的内容，万发既无钱吃饭，更无钱穿衣。在如此窘迫的境况下，何谈脸面尊严？
纵然是在此后的一个月圆之夜，万发抓住了阿好和姓简的小辫子，但面对咄咄逼人的阿好，也只能做个被“月娘”笑话的无助“憨大呆”了。
生活是一次又一次严峻的考验。几日后，万发失了业，祸不单行，姓简的回老家，阿五重新只能消费不能生产了。危机降临，肚子饿这一天大的事情变得难以解决，赤贫将万发逼入了举步维艰的死角——挖卖地瓜，采摘树叶，抢着掘墓坑——由三分之一弱饱到整日里“饿颤颤”地拖挨着长如年的日子。无奈天不佑人，阿好惟一的工作机会也给屁弄丢了。贫贱夫妻百事哀，吵闹日日有，却瘦骨嶙峋的连打架的力气都没有。
其实生存是人类的本能，生存是一种最朴素的信仰，在重压之下，人类所做的都为了首先能够作为生物存在下去。
所以当两个月后，姓简的终于归来时，饭食的诱惑让万发没有勇气再去计较，日子能过得“有人样一些”到底是比整日里像野狗一样无处觅食少了一份辛酸——当为人的尊严与价值被艰难的生存所取代时，只要生存着，也就是“幸福”了。贫穷扁了万发的肚子，也穷了他的志气，当姓简的住处被房东收回，要搬到他们的草寮里同住时，万发需要“考虑考虑看”的重点是“他准备贴多少钱”，而非其他。
四百八是个极具诱惑力的数字，面子和肚子哪个更重要？这个问题对于曾经饿到气息奄奄的万发来说，答案是不言自明的。到底活下去比争取尊严来得重要，万发也只好装聋作哑，睁一只眼，闭一只眼了。
其实事至此时，万发也并非完全为钱迷惑到彻底失去了羞耻心。村人的狎笑令他尴尬难过，而那四百八的贴补，二百阿五的工钱也让穷怕了的他心中稍微稳妥一点。无论怎样的挣扎和权衡，都绕不过一个钱字。万发离了钱即断了生路，看在钱的面上，不能得罪姓简的，只能严防死守不给他机会入侵他的妻他的尊严罢了。每当抗议和警告都不能阻止姓简的和阿好谈笑生风时，万发就气愤地走出来，“在人嘘不到的地方，便解下紧缠在腰际上的长布袋，翻出纸币正倒着数。‘才——，啊！离顶台牛车还距远一大截，多少容纵姓简的一点！”
姓简的，是万发无处可觅的财神，是万发实现梦想的惟一途径，为了牛车，为了早日结束这抬不起头的日子，万发不情愿地经受着贫穷的腐蚀，承担着流言蜚语，讥笑谩骂的四面来袭，让泪往心里流。
可是树欲静而风不止。万发只在万不得已的时候去村里，以免那刀一般锋利的言语刺进他的耳朵里，卖酱菜的新邻居却以不以为然的挑衅似的羞辱，引爆了万发郁积已久的愤怒。
万发教训了新邻居，赶走了姓简的，日子却没有因为他的壮举而给他一份奖赏。
四百八没了，二百也没了，天公不作美，继而园地被收回，老五患了严重的腹泻。命运再次用“祸不单行”的伎俩捉弄了无助的悲苦的穷人！“栓紧在腰际的钱袋内准备顶牛车的钱便倾囊一空了，在须臾之间，钱给大夫的当时，万发突然泪眼起，不知究竟为着什么？ 心疼着钱？抑或是悲叹他自家的命运？”人无法选择自己的生存环境，不能左右自己的生存处境，这是一种悲剧命运，不曾穷到山穷水尽的人不能体会万发的绝望与悲苦。而读者读到这里，心头也会沉沉一坠，由衷地同情起万发来吧？
美国著名的经济学家纳克斯在上个世纪50年代提出了“贫穷恶性循环”的理论，即越差越贫穷的“马太效应”：贫穷→疾病（耳聋）→收入少→吃不饱→失业→收入少→疾病（腹泻）→贫穷。
屋漏又逢连阴雨，命运并未给绝望中的万发一线生机。牛车主又找他拖车了，这却是一个更深的陷阱：牛车撞死了小孩，万发坐了牢，阿好和阿五的日子顿失依靠……
境遇，击碎了万发做为丈夫的最后尊严，他反悔自己攻讦驱撵姓简的那桩事，指责自己在这件事上的粗鲁表现，怕老婆休了自己，暗暗地期待姓简的又回来和阿好同居！
我们不能诟骂万发的卑贱和堕落，贫穷是万发越不过的深渊，只有姓简的能给他一块独木板，助他的家人继续生存下去。
万发出狱了。姓简的给他顶了一台牛车。
“顶给我？”万发有些错愕了。一生盼望的牛车竟在眼前实现！高兴了很一会，就很生气起自己来了——可卑的啊！真正的可卑的啊！竟是用妻换来的！
可卑又如何？“不过他还是接下了牛车，盛情难却地。”
姓简的照应着他的一家，姓简的让他拥有了梦寐一生的牛车——贫困的过去没有说一句话，但却磨灭了万发拒绝的勇气。
很多时候，人是为了活着本身而活着，而不是为活着之外的任何事物所活着。
从此，万发便是个有牛有车的人啦！他知趣地过着他有啤酒喝，有当归鸭吃的舒松自在的生活了——与人“共妻”的生活，惟其如此，他才能在苦难的生活面前喘一口气。
这是一出底层小人物的悲剧，是一个男人的人生悲剧。“刚出狱的那几天里，他会猝然红通整脸，遇着有人指笑他。现在他的脸都不赭一会的，很受之无愧的模样。”虽然每一次饮姓简的敬慰他的啤酒时，万发的胸口都紧迫的要呕。
但“生命里总也有甚至休伯特都会无声以对的时候……”万发，面对那刀锐的、入骨的、有腐蚀性的讥笑时，也只有无声以对了。
参考文献：
[1]王桢和．嫁妆一牛车[M]．北京：昆仑出版社，2001．
[2]王娟．生命里甚至也有修伯特无言以对的时候[J]．江西金融职工大学学报，2006，（6）．
[3][美]马斯洛．人的动机理论[M]．北京：华夏出版社，1987．
矿渣抗腐蚀水泥的性能评价 篇4
目前,油田开发已进入高含水后期三次加密调整和三次采油阶段,采用了聚合物驱、三元复合驱和微生物等驱油方式,致使地层压力环境、储层流体介质发生较大变化,影响了调整井固井质量。地下流体对水泥浆以及水泥石的腐蚀已由中低矿化度的地层水转为中高矿化度富含SO42-和HCO3-的聚驱注入液或以强碱为主的三元复合试验注入液,加剧了对井下水泥环的腐蚀。为降低地下流体对水泥石的腐蚀,多采用以G级水泥和抗腐蚀填充材料为基础的防渗抗腐蚀水泥浆体系用以提高固井封固质量[1]。
高炉矿渣是高炉炼铁的副产品,铁矿与焦炭混合,并在高温下形成熔融的无机盐矿物[2]。矿渣微粉的掺入,由于和Ca(OH)2产生二次反应,生成强度更高、稳定性更优、数量更多的低碱度水化硅酸钙,改善了水化胶凝物质的组成,可提高水泥石的抗腐蚀性。在有硫酸盐侵蚀的环境下,掺有活性矿渣的水泥,抗硫酸盐侵蚀性能显著提高[3]。
1 实验部分
1.1 实验材料
大连G级水泥;流变性调节剂SXY—2;大连G级原浆水泥:大连G级水泥+0.2%SXY—2;抚顺矿渣:主要成份如下,Si O2=28%—38%,Al2O3=8%—18%,CaO=35%—45%;此外,高炉矿渣中含有大量的氧化镁(16%)、硫化钙(5%)、氧化亚锰Mn O、氧化亚铁FeO、一些金属铁和少量的碱。
1.2 实验仪器
ZNN型六速旋转黏度计,青岛照相机总厂;高温高压稠化仪(温度315℃,压力275 MPa)美国Chandler公司;压力机(最高压力600 k N)无锡建材仪器厂;S3400扫描电镜SEM,日立公司。
1.3 测定方法
按照API标准进行测定添加矿渣后水泥浆的流变性、稠化时间,水泥石的抗压强度。
2 实验结果与讨论
2.1 不同矿渣加量时水泥浆的流变性
选择大连G级原浆水泥,分别加入不同量的抚顺矿渣,用六速旋转黏度计测得六个转速下的读数,取600 r/min的读数,用此读数除以2就得到水泥浆的表观黏度,见表1。
由表1可见,随着矿渣加量的增加,水泥浆黏度有所提高,但提高幅度较小。但加入矿渣后,水泥浆的整体表观黏度下降。
2.2 不同矿渣加量时水泥浆的稠化时间
选择G级原浆水泥;实验温度60℃,实验压力35 MPa,利用高温高压稠化仪测定不同矿渣加量下的稠化曲线,得到不同加量矿渣水泥浆分别稠度为30 Bc、70 Bc的稠化时间,如表2所示。
由表2可见,随着矿渣加量的增加,水泥浆的稠化时间缩短。
2.3 不同外掺料水泥石的抗压强度
选择大连G级原浆水泥,分别加入不同量的抚顺矿渣,在自来水中养护,分别测得养护24 h、36 h、48 h、72 h的抗压强度,如图1所示。
由图1可见,G级原浆水泥加入矿渣后水泥石的抗压强度有所降低,但加入矿渣后水泥石的强度(24 h—36 h—48 h)发展均匀,水泥石强度在48 h已基本发展完成,后期强度发展缓慢;随着养护时间的延长,水泥石强度均缓慢增加,未出现强度衰退的现象。
2.4 矿渣对G级水泥性能的影响
改变水泥浆的水灰比,养护温度保持60℃,测得加15%矿渣后的大连G级水泥浆的性能,实验数据如表3所示。
由表3可见,随水灰比的降低,矿渣水泥浆的密度增加,流动度和失水量降低,水泥石的抗压强度增加,根据不同的养护时间对比,从养护开始到24 h时,水泥石的抗压强度增加较快。当养护时间大于24 h后,水泥石的抗压强度增加缓慢。加入矿渣后水泥石的初期强度(24 h)增加较多,随着养护时间的延长,其强度缓慢增加,但未出现强度衰退的现象。
2.5 矿渣水泥的微观结构分析
水泥石中最主要的强度组份是C—S—H胶凝体,属于非晶体结构,另一个重要物质是氢4氧化钙晶体,它是一种结晶完好的六方板状、层状晶体,也是水泥石中最易受侵蚀物质。对于掺加矿渣的水泥体系,其水泥石中的物质构成和微观形貌完全不同于纯硅酸盐水泥,主要表现在晶体更细小、结构致密,而氢氧化钙晶体含量减少,结晶不完整等特征。通过分析水泥石微观结构特征便可揭示其宏观性能机理。24 h的G级水泥石SEM微观结构如图2所示。
由图2可见,水泥石的内部结构较为疏松,呈现大量无定形的C—S—H凝胶堆聚状态,水泥石易见大量网状、纤维状的水化硅酸钙C—S—H凝胶,但清楚可见微细裂纹及孔隙,水泥石结构更为疏松,大量微细裂纹及贯通空隙存在于水泥石中。选用大连G级水泥,矿渣的加量分别为15%,20%,25%,30%,养护24 h的电镜照片如图3—图6所示。
由图3—图6可见,随着矿渣含量的增加,水泥石变得越来越致密。矿渣加量15%时,部分矿渣颗粒充填到水泥石的孔隙中,大孔隙减少;但由于矿渣充填不够,水泥石的孔隙较多,其内部结构较为疏松;水化硅酸钙C—S—H晶体粗大,粒间孔隙较大,存在大量贯通空隙。随着矿渣加量的增加,大
量的矿渣填充在水泥石的粗大孔隙之间,同时矿渣参与水泥石的水化反应,矿渣的表面生成大量的针状的钙钒石,使得水泥石孔隙进一步减小。矿渣加量越多,水泥石的孔隙越小,结构越致密。由于矿渣微粉和Ca(OH)2产生二次反应,生成强度更高、稳定性更优、数量更多的低碱度水化硅酸钙,改善了水化胶凝物质的组成。由于矿渣微粉的填充作用,水泥硬化体比硅酸盐水泥硬化体的总孔隙率小,碱离子扩散和水分的移动减少,能抑制碱离子的侵入,从而提高水泥石的抗腐蚀性。
3 结论
(1)G级水泥中加入矿渣可以提高水泥石的抗腐蚀性,加入矿渣后水泥浆的表观黏度下降,稠化时间缩短。
(2)G级原浆水泥加入矿渣后水泥石的抗压强度有所降低,但加入矿渣后水泥石的强度(24 h—36 h—48 h)发展均匀,未出现强度衰退的现象。
(3)SEM图片表明,随着矿渣加量的增加,大量的矿渣填充在水泥石的孔隙之间,同时,矿渣参与水泥石的水化反应,在矿渣的表面生成大量的针状的钙钒石,使得水泥石孔隙进一步减小,能抑制碱离子的侵入,从而提高水泥石的抗腐蚀性。
摘要：随着油田的开发,地下流体对水泥石的腐蚀更加严重。通过在G级水泥中添加矿渣,可提高水泥石的抗腐蚀性。加入矿渣的大连G级水泥浆表观黏度下降,稠化时间缩短,水泥石的抗压强度降低,但水泥石强度发展均匀,未出现强度衰退的现象。加入的矿渣填充在水泥石的孔隙之间,参与水化反应;生成大量的针状的钙钒石,使得水泥石孔隙减小,抑制腐蚀性离子的侵入,从而提高水泥石的抗腐蚀性。
关键词：矿渣,抗腐蚀水泥,抗压强度,水泥石
参考文献
[1]郭志勤,赵庆,燕平,等.固井水泥石抗腐蚀性能的研究.钻井液与完井液,2004;11(2):77—40
[2]刘振清.大掺量低质粉煤灰混凝土抗侵蚀性能研究及低质粉煤灰活化初探.南京:河海大学,2002
海洋酸化腐蚀海洋生命 篇5
现在,一项新的研究提供了重要线索。科学家认为, 空气中二氧化碳含量的上升引起的海洋酸化,可能在古代灭绝事件中起到了至关重要的作用。尤其是长有碳酸钙外壳的海洋生物，更是首当其冲，难以在酸性条件下生存。
二氧化碳危及海洋
海洋酸化是指由于海洋吸收大气中过量的二氧化碳，使海水逐渐变酸。“海洋酸化”这个术语2003年第一次出现在英国著名科学杂志《自然》上。目前海洋每年吸收的二氧化碳都在80亿吨左右，虽然对于减缓气候变暖起到了重要的作用，但海洋也为此付出了高昂的代价。
这项研究结果的潜在含义十分深刻，提醒我们的地球在不久的将来会发生什么。随着未来几十年里大气中二氧化碳浓度的上升,吸收这种气体的海水最终酸性更强,我们有可能走向另一轮严重的灭绝事件，使得2.5亿多年前的历史重演。
加拿大新斯科舍省萨威大学的海洋物理学家阿尔瓦罗·蒙特内哥罗指出：“虽然与许多其他正在发生的事情相比,海洋酸化发挥的作用实际上很难量化，但是我们的结果清楚地表明,海洋酸化在古代生物灭绝事件中扮演着一个主要的角色。”
“很明显我们已经使得并将继续使得海洋变得更具有酸性,我们可以预见到它对某些海洋生物的影响，其中蛤蚌、贻贝和其他水生贝类动物面临的风险最大。”他补充道,“研究结果显示，生物未必能迅速适应海洋变化的速度，我们也无法快到足以改变海洋的pH值。”
pH值是溶液中氢离子活度的一种标度，也就是通常意义上溶液酸碱程度的衡量标准。pH值越趋向于0，表示溶液酸性越强。反之越趋向于14，表示溶液碱性越强。在常温下，pH=7的溶液为中性溶液。
二氧化碳上升与pH值剧降
生命的进化史穿插着许多重大的灭绝事件, 其中包括大约6500万年前造成绝大部分恐龙灭绝的事件。到目前为止，最极端事件的顺序记录可以追溯到2.5亿多年前，二叠纪至三叠纪的灭绝事件（PTB）。若以消失的物种计算，当时地球上70%的陆生脊椎动物以及高达96%的海洋生物消失。这次灭绝事件也造成了昆虫唯一的一次大量灭绝，共计有57%的“科”与83%的“属”消失。陆地与海洋的生态圈花了数百万年才得以恢复，比其他大型灭绝事件更久。PTB是地质年代五次大型灭绝事件中规模最庞大的一次，因此又非正式称为“大灭绝”，或是“大规模灭绝之母”。距今5500万年前，海洋里曾经出现过一次生物灭绝事件，罪魁祸首就是溶解到海水中的二氧化碳，估计总量达到45000亿吨，此后海洋至少花了10万年时间才恢复正常，度过难关。
科学家们知道，当时，巨大的火山喷发把大量的甲烷和二氧化碳送进大气，温度非常高。地质编录表明海底部分氧的含量非常低，但仍然不清楚是由什么原因引起的。
为了着手解开其中的一些奥秘，阿尔瓦罗·蒙特内哥罗和他的同事们创立了一种计算机模型,模拟灭绝前和灭绝中所出现的情况。该模型包括一个根据历史观点精确排列的大陆，也第一次出现了布满山脊的海底,以创造一个逼真的水流循环模式。 在把温度和二氧化碳浓度分别设置到假设当时所存在的最高水平后, 研究者们做实验看看海洋里会发生什么。他们发表在《古海洋学》期刊上的研究结果证实,温暖的气候不能解释海洋在PTB时的变化记录，而仅二氧化碳高含量这一项就能够使得海洋pH值大幅度下降。
英国利兹大学的地质学家威格诺尔·保罗强调：“至于为什么在灭绝时期海洋底部的氧气如此之少,该模型没有提供多少证据，这表明我们需要去做大量的研究工作，才能真正了解发生在地球历史上最大的灭绝事件。”
“但无论酸化还是缺氧，都是现代海洋即将出现的危机。” 保罗警告说，“化石记录表明，由于酸性环境使得水生贝类动物难以为它们的贝壳分泌和供养材料，因此在PTB中遭到灭顶之灾。”
与二氧化碳排放量的斗争
同时，寒冷的海水将加剧问题的严重性,这意味着今天高纬地区的水生贝类动物面临着最大的威胁。根据研究人员的预测，到2030～2050年之间,首批受害的生物有可能是翼足目动物。这些小蜗牛生活在高纬地区的表层水体,形成了许多鱼和鸟类食物链的最低端。从现在起到2030年，南半球的海洋将严重腐蚀蜗牛壳，这些软体动物是太平洋中三文鱼的重要食物来源，如果它们的数量减少或是在一些海域消失，那么对于捕捞三文鱼的行业将造成影响。此外，海水酸化导致海中大陆架每年为旅游业创造数十亿美元产值的珊瑚礁大量死亡，使旅游业严重受挫。
今天的海洋酸性变得更浓了,因为越来越多的二氧化碳通过化石燃料和其他来源进入大气，很可能往南蔓延到更温暖的水域里,威胁哈蚌、牡蛎和珊瑚等生物。
工业革命以来，人类活动释放的二氧化碳有1/3以上被海洋吸收，使表层海水的氢离子浓度近200年间增加了三成，pH值下降了0.1。海水酸性的增加，打破了海水化学的种种平衡，威胁到了海洋生态系统。使依赖于化学环境稳定性的多种海洋生物乃至生态系统面临巨大威胁，一些贝类生物的灭绝就是海洋酸化有力的证明。海洋酸化还严重破坏了生物多样性，并且造成一些具有侵略性的物种出现。作为海洋中进行光合作用的主力，浮游植物门类众多，生理结构多样，对海水中不同形式碳的利用能力也不同，海洋酸化会改变种间竞争的条件。
由于吸收了过多的二氧化碳，海洋正在以前所未有的速度酸化。目前，解决该问题的唯一有效方法就是减少二氧化碳的排放量。
腐蚀评价 篇6
埋地输气管道发生腐蚀将会导致输气管道的穿孔、泄漏甚至破裂, 造成巨大的财产生命损失, 有必要对存在腐蚀缺陷的输气管道进行检测并对其剩余寿命的预测。以输气管道为研究对象, 分析其管道的腐蚀特征及防护措施, 并结合各检测技术的优缺点, 采用CIPS与DCVG互相结合的手段对输气管道腐蚀实施检测。另外引用灰色理论预测跟人工神经网络两者互相结合的手段来预测输气管道的剩余寿命[1,2,3,4]。
1管道腐蚀特征及防护
埋地管道的电化学腐蚀创造了有利的条件, 同时地层水中含有O2、H2S、CO2等溶解腐蚀性气体, 加强了土壤的腐蚀性, 而由于输送的输气都采取了脱硫、脱碳和脱水工艺技术, 达到符合要求的标准, 管道内的腐蚀程度不高。因此, 外腐蚀就是造成输气管道腐蚀的最重要原因。
外部防腐蚀技术手段常用的是把阴极保护和输气管道外腐蚀层互相结合实施保护作用。而阴极保护技术方法的基本技术方案:对输出电流阴极技术完成强制性保护, 牺牲阳极技术保护。此系统保护的范围也相对比较大, 受周围一些环境的影响比较小。因此在电力供给很足的单位, 输气管道的外防腐技术方式都常常运用强制电流阴极保护手段[5,6,7,8]。
2输气管道常用的腐蚀检测技术
输气管道发生腐蚀的最主要原因就是其外部被腐蚀, 所以输气管道腐蚀的检测相关技术首先是对集输管道的外部覆盖层面及阴极保护情况进行检测研究, 当下集输管道的外腐蚀主要检测技术大概分为两类, 第一类方法是对集输管道的外部覆盖层保护情况进行检测研究, 第二类方法是对阴极保护效果的分析检测, 例如密间距电位测量法[9,10]。
现在的国内输气管道发生腐蚀主要是外部腐蚀, 防护技术一般都引用CIPS跟DCVG两种技术互相联合检测的方式实施对管道外涂层及阴极保护联合防护的地面检测技术, 它的检测技术方式如下。
(1) 运用DCVG的检测方法对输气管道外部的防腐层进行技术检测, 找到输气管道外部防腐层上的基本破损位置, 以及破损位置的大概破损面积大小。研究破损位置的腐蚀活性, 分析输气管道的外部防腐层是不是已经发生腐蚀或者局部位置发生了腐蚀。记录下全部的检测数据。
(2) 运用DCVG方式研究判断输气管道外部防腐层发生破损的级别以及优先修复的等级。
(3) 通过CIPS密间隔电位检测方式可以削弱土壤IR降的作用, 进而评价阴极保护装置的性能。
这项技术能准确找到发生腐蚀缺陷的地方, 并对发生缺陷的地方实施预测, 确定缺陷位置的面积, 分析发生腐蚀的级别, 进而就能减小开挖。这项检测方法的技术的在逐步进行更新、实际使用也越来越广泛。
3输气管道腐蚀理论的分析
输气管道的电化学腐蚀分为2类:析氢腐蚀和吸氧腐蚀。
4试片试验方法
在试验设定的条件下, 将试片悬挂入腐蚀溶液浸泡一定时间, 由于试片发生腐蚀导致试验前后产生质量差, 用下式计算腐蚀速率:
这里面v是腐蚀的速度, 单位是mm/a;K数值为87600, m是试片试验前的重量;m1是试验后试片的重量, 单位是mg;s是试验所用试片的面积, 单位是cm2;t为腐蚀持续周期, 单位为h;d为试片的材料密度, 单位是g/cm3。
4.1试验使用材料和器材
试验所用的腐蚀试片的材料是21#的钢, 试片面积大小是30×45×2.6 mm, 挂片孔的直径大小是4 mm。
试验前期条件: (1) 试验的周期大概为6天; (2) 进行高压反应, 然后模拟出发生腐蚀时的周围环境压力。 (3) 实验所用试片的外部面积需求液量在22ml/m3以上、液面和试片距离大于0.88 cm。试验数据分析如表1。
试验步骤: (1) 去除试片表面油污; (2) 用无水乙醇擦洗试片, 用吹风机吹干, 然后干燥称量至恒重; (3) 在试验条件下, 将试片悬挂在介质溶液里6天; (4) 从溶液中拿出试片, 选取典型试片开展电镜扫描研究, 对腐蚀产物类型进行研究; (5) 把试验用过的试片上面的腐蚀产物清理掉, 沉在介质溶液里面大概6分钟; (6) 从溶液中拿出试片, 冲洗试片, 将试片滤干后, 再将它浸入Na OH溶液里面1分钟, 再此冲洗试片, 重复进行2次操作; (7) 将试片上用滤纸弄干净然后放在真空中干燥器里面, 一天以后在对其进行称量, 记录下数据; (8) 分析计算试片的平均腐蚀速度。
4.2试验的影响因素
(1) 试验周围温度。试验研究在各种温度前提下21#钢的腐蚀基本速率。其温度和腐蚀基本速率的关系如图1。
由图1了解, 随着周围温度的逐步上升, 腐蚀速率随之慢慢变大, 因为42~81℃差不多就是21#钢管工作时的温度, 所以在这个温度范围内, 21#钢管的发生腐蚀的速度很快。电极的反应也跟着钢管周围温度的提升而加快, 这也加快了钢管的腐蚀反应;同时氧的溶解度也跟着周围温度的提升而变低, 腐蚀速率也降低, 但针对封闭集输管道系统, 氧的浓度不变, 温度的提升反而加剧了21#钢的腐蚀速度, 而且周围温度太高也会损害钝化膜。
(2) Cl-含量的作用。固定的介质溶液, 试验分析了在不同温度下、不同Cl-浓度对21#钢的腐蚀速率的作用, 试验数据资料能了解, 81℃时钢管的腐蚀速率为最高, 溶液中Cl-浓度在3 010 mg/L以内, 则钢管的腐蚀速率跟着溶液中Cl-浓度的增多而变大;而溶液中Cl-浓度高过3 000 mg/L外, 溶液中的Cl-浓度越大, 则钢管的腐蚀速率随之逐渐变缓。主要原因是随着Cl-浓度的变大, 在钢管金属表面附着的一些去极化剂离子被Cl离子替代, 阻碍钢管的腐蚀反应持续, 进而对钢管的腐蚀起到了减缓。Cl-浓度对钢管腐蚀的作用如图2所示。
(3) HCO3-含量对腐蚀的作用。HCO3-含量对钢管的金属腐蚀的作用相对比较大, 试验研究分析了中转站掺水温度在51℃、61℃、72℃、83℃前提下HCO3-浓度含量对钢管腐蚀速率影响。两者关系如图3。
(4) 矿化度的作用。试验研究不同矿化度前提下21#钢的钢管腐蚀速率, 做试验发现, 溶液中矿化度变大, 则21#钢管的腐蚀速率也随之变大, 矿化度为20 050 mg/L时, 则钢管的腐蚀速率为最高值, 主要原因是跟着矿化度的逐步变大, 溶液中的一些离子浓度也随之增大, 这样就造成溶液中电导率越来越强, 溶液中的电化学反应速度也加快, 从而腐蚀速率就慢慢增大。然后到达一定数值, 它又跟着溶液中矿化度的变大, 反而逐步减少。其首要原因是个别离子浓度增加达到固定数值后会加强离子的结垢作用, 所以腐蚀速率逐步减少。
(5) 溶液p H值。试验的溶液介质p H数值在8.2~8.9之间, PH值对其腐蚀速率的作用并不是很大。
5剩余寿命预测
输气管道发生腐蚀后, 管道的壁厚就会慢慢变薄, 造成输气管道对压力的承受能力慢慢变弱, 造成输气管道对泄漏和破裂的抵抗性能减弱。所以对输气管道的工作剩余寿命实施分析预测, 而对管道的剩余预测要知道金属腐蚀管道的厚度大小、相对剩余厚度数值及相对腐蚀速率的均值。
预测方法: (1) 测量管壁的最小允许壁厚。 (2) 腐蚀速率的确定。 (3) 通过方程式 (2) 就能求出输气管道腐蚀剩余寿命。
6总结
(1) 动态腐蚀速率试验数据资料分析跟现场实际情况更为贴切, 大概是静态下的2~8倍, 试验介质腐蚀情况能知道中转站的介质大部分都是高级腐蚀, 其余的则是中级腐蚀。
(2) 试验能谱结构图可以看出, 21#钢的腐蚀情况比较严重, 腐蚀的大体状况主要是均匀腐蚀。
(3) Cl-、HCO3-浓度及介质温度是影响该地区腐蚀的主要原因。掺水钢质管线可采用环氧粉末涂层作为内防腐涂层, 对于腐蚀性强的重点部位可选用3RE60作为管线材质;针对输气管道的腐蚀穿孔情况比较严重的地方, 就使用环氧粉末涂层作为内防腐涂层。
(4) 目前对输气金属管道的相对剩余寿命预测技术的条件下, 把灰色原理预测技术和人工智能神经网络两者结合的办法对输气金属管道的剩余寿命实施研究预测。
参考文献
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腐蚀评价 篇7
管道长期运行时会因内外环境因素导致管道腐蚀,使管道的实际运行压力下降,运输功能降低,甚至会对管道的安全运行造成潜在的威胁[1],运营者必须确定当前腐蚀缺陷管道是否可以继续服役,因此必须对管道进行剩余强度评价。腐蚀管道的剩余强度评价的目的就是评价管道受到腐蚀、产生腐蚀缺陷时管道是否能在规定的压力下继续运行。管道公司希望在保证安全的前提下,最大限度地降低管道评价的保守性,提高管道运营的经济效益,因此选择何种评价标准与管道公司的经济利益和安全运营密切相关。
腐蚀缺陷管道按照缺陷形态特征可分为:均匀腐蚀、局部腐蚀以及点蚀三类。其中,均匀腐蚀和局部腐蚀是导致管道失效的主要形式,对含有均匀腐蚀和局部腐蚀缺陷的管道进行评价,具有重大的经济价值和社会效益[2,3]。对于这两类腐蚀缺陷的评定,基于Kiefuner和Maxey等人20世纪70年代建立的半经验断裂力学关系式[4,5],形成了最早的评价标准和规范[6]。从20世纪90年代开始,国内外对腐蚀缺陷的评定方法开展了大量研究,并颁布了新的标准和方法,其中最具代表性的则是标准SY/T6477 - 2000[7]和标准API RP579 - 2007[8]。本文就此两种标准展开保守性对比分析,对指导我国管道的剩余强度评价具有重要的价值。
1评价方法
美国标准API RP579—2007《服役适用性准则》的工业背景是石油化工承压设备,评价含各类缺陷设备,确保设备服役期间能够安全运行。标准SY/T6477—2000《含缺陷油气输送管道剩余强度评价方法第一部分:体积型缺陷》是按GB /T1. 1—1993的规定,通过非等效采用标准API RP 579《服役适用性准则》(1997年草案)而编写的标准。在技术内容上与API RP579中的含体积型缺陷管道剩余强度的一级评价和二级评价等效。若腐蚀管道不能通过标准的一级评价,则需降低最大允许工作压力来进行二级评价。
管道的运行压力、几何尺寸、材料特性和缺陷形貌以及其他运营条件是影响管道剩余强度的主要因素,相关准则都是根据缺陷的几何尺寸进行校核。两种标准都提出了一种腐蚀缺陷部位划分网格并测量剩余壁厚(如图1 ~ 2),用危险厚度截面(CTP)来表征金属损失的方法。此法通过检测确定危险厚度截面,基于剩余壁厚检测数据评估腐蚀损伤区域内的轴向和环向以及管道所处地区级别、管道材料理化性能数据 和焊缝系 数等,确定最小 测量壁厚(tmm)[9]。通过分析区腐蚀情况,根据得到的CTP及其他参数,再按标准中提出的相关参数的方法进行计算、评价,最后根据最大操作压力(MAWPr) 计算原则评估操作压力P下管道是否能安全运行。
2 均匀腐蚀评价判据对比
根据国内外两个标准适用范围的不同,笔者从两个标准共有的部分进行比较,找出两者差异,并进行分析。
Mi线表示环向检测; Ci线表示轴向检测; 虚线表示缺陷轮廓
2. 1 最小测试壁厚 tmm判据
均匀腐蚀缺陷是否通过一级评价必须满足下面判据:
1) SY / T6477标准
2) API RP579标准
式中,tmm为最小测试壁厚,mm;FCA为未来腐蚀裕量,根据介质的腐蚀速率、管道设计寿命选取,对于腐蚀较小的管道,一般取1. 5mm,对于腐蚀较大的管道,一般取3mm,mm;tmin为管道最小要求壁厚,mm。
根据公式(1)和公式(2)可以看出,两标准关于tmm的判据均只与参数tmin和FCA有关,而在针对同一腐蚀管道缺陷的情况下,FCA与tmin值是相同的,但在标准GB50251 - 2003《输气管道工程设计规范》[10]中明确规定了tmin与管道公称直径的关系,结合两标准判据公式,于是可以得出在不同公称直径的腐蚀管道情况下,针对同一缺陷,两标准判据对比情况,其结果见图3。
根据判据可知,当最小测试壁厚值tmm位于曲线上方时,缺陷管道中均匀腐蚀可接受,而位于曲线下方时,则不可接受。由图3可以看出,当管道公称直径小于500mm时,标准SY/T6477对最小测试壁厚的可接受值高于标准API RP579,即此时SY/T6477标准较API RP579标准更保守,使得缺陷管道更难通过一级评价;而当管道公称直径大于500mm时,两标准的可接受值相等,且随着管道公称直径的增大而增大。
2. 2 腐蚀区域轴向金属腐蚀量 s 判据
均匀腐蚀缺陷的可接受性取决于轴向金属腐蚀长度s和腐蚀区域长度L的大小:如果s≤L,轴向腐蚀量可以接受;如果s > L,轴向腐蚀量不可接受,则需进行其他方式的评价。两标准中s判据见表1。
式中,L为腐蚀区域长度,mm;Q为由Rt确定的用于计算L的系数;Dt为管道内径,mm;Rt为剩余厚度比;RSFa为许用剩余强度系数(两种标准规定取0. 9); tc= tam- FCA,mm; tam为测试壁厚平均值,mm。
根据两个标准中Rt与Q的关系式,可得出在不同Rt下Q的数值,计算结果见表2。
由表2可以看出,在不同Rt情况下,根据两个标准计算出的Q值几乎相同,于是假设,两个标准在相同Rt下,Q值相等。将表2中相对应的Rt与Q值带入L判据式,再结合2. 1中tmm与D关系,计算得出D与L曲线关系图,如图4所示。
根据判据可知,当轴向金属腐蚀量s位于曲线下方时,腐蚀量可接受,而位于曲线上方时,则不可接受。由图4可以看出,当管道公称直径小于500mm时,标准API RP579对腐蚀区域长度L的可接受值稍低于标准SY/T6477,即此时API RP579标准较SY/T6477标准保守,使得缺陷管道更难通过一级评价;而当管道公称直径大于500mm时,两标准的可接受值相等,且随着管道公称直径的增大而增大。
3 局部腐蚀评价判据对比
局部腐蚀评价方法,即因局部腐蚀或机械损伤而导致的管道内表面或外表面局部金属损失的评价方法。此评价方法还可以用来评价裂纹型缺陷打磨后造成的局部金属损失。
3. 1 局部金属腐蚀轴向尺寸 s 的可接受判据
局部金属腐蚀轴向尺寸s能够接受取决于(λ,Rt)在λ - Rt曲线上的位置,其位于曲线上方或左方,可接受;位于下方或右上,不可接受。
1) SY / T6477标准
式中,λ为壳体参数。
2) API RP579标准
根据公式(10)和公式(12)可以得知,两种标准的不同之处在于对函数的分段上,即在[0,0. 330]区间上对应的Rt的取值不同。将区间[0,1]上λ与Rt对应关系局部放大作图,如图5所示。
从公式方面比较分析,API RP579判据分段更为细致;从图形曲线方面比较分析,当λ在[0,0.330]区间时,Rt取得最大值情况是在当λ = 0. 330时,用公式计算得出Rt数值近似为0. 1846 ( < 0.2) 。由于判据的可接受区域位于在两标准曲线上方,所以在此条件下,局部金属腐蚀轴向长度s不一定被SY/T6477标准接受,但一定不被API RP579标准接受,此时,API RP579标准较SY/T6477标准更保守。
3. 2 降级后最大允许工作压力 MAWPr判据
在缺陷参数不能满足一级评判时,标准规定需减低最大允许工作压力再执行二级评价,在不考虑外部载荷条件下,对于最大允许工作压力必须满足下面判据。
1) SY / T6477标准
2) API RP579标准
根据判据公式可以看出,两标准的降级后最大允许压力MAWPr都是取环向最大允许工作压力MAWPcr与轴向最大允许工作压力MAWPLr的较小值,对比两边准中MAWPcr与MAWPLr的计算式,容易看出较小值为MAWPcr。再对比两标准的MAWPcr计算式,因为
于是可以得出,API RP579标准要求的MAWPcr值小于SY/T6477标准要求值的结论,即API RP579标准要求的MAWPr值小于SY/T6477标准要求值。根据判据可知,当管道最大允许压力MAWP一定时,腐蚀管道降压后的最大允许压力MAWPr更不易通过API RP579标准的二级评价,于是,对于降压后的最大允许压力判据,API RP659标准较SY/T6477标准更保守。
4结论
1) 使用各评价标准对不同公称直径的缺陷管道进行均匀腐蚀评价时,得到的SY/T6477与APIRP579判据计算结果存在差异:当管道公称直径小于500mm时,SY/T6477标准对最小测试壁厚的要求值较API RP579标准保守;在轴向金属腐蚀长度判据方面,API RP579标准较SY/T6477标准保守;当管道公称直径大于500mm时,两标准要求的可接受值相等。
腐蚀评价 篇8
不锈钢因为具有优良的耐腐蚀性、抗高温氧化性、 较低的辐照敏感性及优良的机械加工性能,常被用作核电站热交换器管、主泵的泵壳泵轴和波峰焊容器等关键设备[9，10]。然而不锈钢构件在加工或服役过程中,引起其破坏的一系列问题值得关注。首先,不锈钢可能与潜在存在于工程试验液和油漆、粉笔、墨迹等标记材料中的低熔点金属接触而造成设备脆性失效。 Zhong等[8]报道了黏附在叶片表面的Bi-Sn低熔点合金导致涡轮叶片疲劳失效。Clegg等[11]提出En19钢脆性断裂主要是由于表面纯Sn涂层扩散到基体晶界所导致。并且ASME和RCC-M等国际标准一直严格禁止低熔点金属与物项表面接触而造成污染[12，13]。 另一方面,不锈钢作为波峰焊容器经过长时间的服役后仍然被Sn腐蚀[14]。相比于长时间的相互作用,短时间的亲密接触也可能导致基体的腐蚀失效。此外, Sn对不锈钢的腐蚀破坏机理还没有清晰的说明。
因此,本工作设计局部的304不锈钢与低熔点金属Sn相互作用,通过动电位极化测试,恒电流极化测试和恒电位极化测试,评价低熔点金属Sn对304不锈钢腐蚀性能的影响,并阐述其腐蚀机理。
1实验方法
实验所用材料为304不锈钢,其主要化学成分(质量分数/%,下同)为:C 0.025,Cr 17.959,Ni 9. 208,Mn 1.062,Si 0.635,Mo 0.091,S 0.005,P0.019,余Fe。样品线切割成15.5mm×1.5mm,金相砂纸打磨(至1200#),去离子水清洗后冷风吹干。 在250℃,准备好的304不锈钢与纯度为99.99%的Sn箔相互反应240min后,进行电化学腐蚀测试。为了检测不同量的Sn对基体腐蚀性能的影响,不同面积分数的Sn箔(0%,2%,13%,100%)黏附在不锈钢表面。
采用CS300电化学工作站对样品进行动电位极化、恒电流极化和恒电位极化测试。饱和甘汞电极为参比电极,Pt电极为阴极,黏附Sn的不锈钢样品为工作电极。工作电极实验面积为0.924cm2,扫描速率为0.5mV/s。每次实验均用新配置的3.5%NaCl水溶液。每个样品均重复两次。电化学腐蚀后的样品用扫描电子显微镜(SEM,JSM5600-LV,15kV)观察腐蚀形貌。
2结果与讨论
2.1动电位极化测试
不同量的Sn黏附304不锈钢后进行动电位极化测试,实验结果如图1(a)所示,图1(b)以2%Sn黏附的不锈钢为例说明动电位极化曲线中的特征区域,相关的特征参数值见表1。从图1和表1可知,304基体的自腐蚀电位高于纯Sn,说明钢和纯Sn之间存在电位差;有Sn黏附的样品,自腐蚀电位在二者之间。从维钝电流密度来看,不锈钢基体最低,随着钢基体上Sn的量增多,维钝电流密度升高,表明Sn的量越多, 样品的溶解越快。
(a)不同量Sn黏附304不锈钢的动电位极化曲线;(b)动电位极化曲线中特征区域(a)potentiodynamic anodic polarization curves of descaling 304SS with different amount of Sn;(b)character parameters in the potentiodynamic polarization curves
图2为黏附0%Sn和2%Sn的304不锈钢,动电位极化测试后的腐蚀形貌。0%Sn的样品,点蚀随机分布在不锈钢表面,如图2(a)所示;在图2(b)中,有Sn黏附的不锈钢,大量的腐蚀坑集中在Sn存在的部分,并且Sn和304基体交集处更为集中,这些腐蚀坑, 已经破坏到不锈钢基体。除了Sn黏附以外的区域, 304基体上腐蚀坑数量多且深度大。0%Sn和2%Sn的样品对比,显而易见,Sn黏附导致不锈钢基体腐蚀坑增多,破坏程度增大。
2.2恒电位极化测试
选择击破区电位0.4V对2%Sn和0%Sn黏附的304不锈钢进行恒电位极化测试,如图3所示。从图3中可见,对于2%Sn黏附的样品,极化100s时,电流迅速增加。继续增加极化时间到1200s,电流也逐渐增加。极化测试1200s以后,电流增加趋势渐缓。对于0%Sn黏附的304不锈钢,随着极化时间增至1 00s电流逐渐增加,之后随着极化时间的延长,电流趋于平缓,变化幅度不大。比较相同极化时间下,2% Sn和0%Sn黏附的样品,前者的电流较大,说明在相同实验条件下,Sn黏附的不锈钢较容易点蚀。比较两种样品的腐蚀形貌,可以区分两者的腐蚀差异。
图4和图5所示为黏附2%Sn和0%Sn的304不锈钢经过恒电位极化不同时间后的腐蚀形貌。选择2% Sn黏附的样品恒电位极化的3个阶段进行腐蚀形貌分析,即电流迅速增加的100s,逐渐增加的1200s,平稳增加的1800s。当极化100s时,电流迅速增加,此时少许的点蚀坑随机分布在黏着Sn的区域和Sn/基体相接处,如图4(a)所示。极化时间增至1200s时,点蚀坑数量明显增多,见图4(b)。图4(c) 中,恒电位极化1800s后,腐蚀坑数量多,尺寸大且深。从图4(d)放大的形貌中可见,Sn黏附的304不锈钢基体上的点蚀坑已达到20μm。对比0%Sn的样品,在图5的形貌中,点蚀坑不明显。从恒电位极化曲线和腐蚀形貌中不难得出,Sn黏附304不锈钢, 加速了基体的点蚀。为了表征Sn黏着对304不锈钢的破坏过程,对动电位极化测试过程的两个阶段, 即溶解区0.1mA和击破区1.5mA进行恒电流极化测试。
(a)100s;(b)1200s;(c)1800s;(d)图(c)的放大图(a)100s;(b)1200s;(c)1800s;(d)magnified morphology of fig.(c)
2.3恒电流极化测试
图6所示为黏着0%Sn和2%Sn的304不锈钢在0.1,1.5mA恒电流作用下电位和时间的关系。首先观察0.1mA恒电流测试后,0%Sn的不锈钢电位初始降低,然后稳定在-96mV。黏附2%Sn的样品初始电位略高,之后基本稳定在-438mV,这和Sn的自腐蚀电位相近,说明有Sn黏附的不锈钢初始阶段是Sn的溶解。为了了解Sn对钢基体的继续作用,提高电流到1.5mA,2%Sn黏附的样品变化趋势分为3个阶段,首先为Sn的点蚀,因为初始电位接近Sn的电位, 并随着时间的延长而降低。然后当恒电流的测试时间到30s时,继续增加作用时间电位值逐渐增加,这一阶段可能为Sn的点蚀到不锈钢的点蚀的过渡阶段。恒电流作用到290s以后,电位随着时间的延长而降低最后逐渐稳定在-96mV,这与0.1mA恒电流测试304基体的趋势相近,此时为304钢的点蚀阶段。图7描述了2%Sn黏附的304不锈钢1.5mA恒电流极化后的腐蚀形貌。从图7中可以观察到,Sn黏附的区域存在点蚀坑,但是基体上的点蚀坑较多,这与恒电流极化曲线的结果相吻合。这说明有Sn黏附的304不锈钢到最后击破区,初始短时间内为Sn的点蚀,恒电流时间增加,逐渐转移到基体的点蚀,从而导致了不锈钢的破坏。
从以上电化学腐蚀结果中可以发现,有Sn黏附的304不锈钢,腐蚀由Sn开始,并最终延续到基体的腐蚀。这其中的原因可是因为Sn的电极电位低,所以在电化学腐蚀过程中优先溶解,(Sn→Sn2++ 2e; Sn2+→Sn4++ 2e),一旦Sn4+形成,将产生更多的酸性(Sn4++ 4H2O→Sn(OH)4+ 4H+)[15],积聚在点蚀坑中促进点蚀的增长。
3结论
(1)动电位极化测试表明Sn黏附加速304不锈钢点蚀的形成,并且Sn黏附的量越多,点蚀的数量越多。
(2)不同时间的恒电位极化说明在相同实验条件下Sn黏附的304不锈钢,腐蚀坑多且深。
(3)恒电流极化测试,表明Sn降低304不锈钢的腐蚀性能,源于电极电位较低的Sn容易点蚀,使腐蚀坑内酸性升高最终导致钢的破坏。
摘要：通过动电位极化和恒电流恒电位极化测试研究了低熔点金属Sn对304不锈钢腐蚀性能的影响,并采用扫描电子显微镜观察样品的腐蚀形貌。动电位极化的实验结果表明:黏附于304不锈钢表面的Sn加速了基体点蚀的形成,并且Sn的量越多点蚀越严重。不同时间的恒电位极化也说明在相同实验条件下Sn存在的304不锈钢,腐蚀坑多且深。恒电流极化测试表明Sn降低304不锈钢的腐蚀性能,源于电极电位较低的Sn容易点蚀,使腐蚀坑内酸性升高最终导致钢的破坏。
腐蚀评价 篇9
管道腐蚀是一种常见油气管道破坏方式, 约占油气管道破坏方式的40%。油气管道大多采用埋地铺设[2], 腐蚀发生后 , 不易被检测 , 长时间腐蚀可造成大面积壁厚减薄,导致管道承压降低,甚至成为管道穿孔、油气泄漏等事故的诱因,引发环境污染,导致火灾和爆炸等事故[3]。遭受污染的土壤会加重管道腐蚀,形成恶性循环。因此,针对管道腐蚀进行评价十分必要, 准确的评价能够获得管道许用工作压力,使管道继续服役或降低管道运行压力[3],使得损坏严重的管道及时维修或更换, 损坏不严重的管道能够及时维修,避免更换管道带来的巨额费用。
1 管道腐蚀介绍
1.1 腐蚀原因及机理
油气管道腐蚀为管体金属由元素状态转为离子状态而引起的管道破坏[2]。管道腐蚀原因多样,我国埋地管道穿越复杂地形, 具有不同的土壤条件、管材、结构及输送介质,因此管道腐蚀情况各异。
管道内壁腐蚀归因于管道内输送的原油、天然气、成品油及水、硫等杂质。管道外壁腐蚀与土壤酸 碱度、含水量、含细菌种类和数量、杂散电流等因素有关。电化学腐蚀是管道腐蚀最常见的腐蚀机理[1], 腐蚀发生时有电流产生,加速腐蚀速率。由于局部腐蚀发生突然、隐蔽,不易检测,事故发生率大大高于均匀腐蚀、点蚀等其他腐蚀,是管道腐蚀中最严重的破坏形式。
1.2 腐蚀影响
油气管道腐蚀轻则破坏管道完整性, 重则造成穿孔,导致泄露。石油天然气属于危险品,一旦泄露, 容易引起火灾和爆炸,后果不堪设想。
国外自20世纪60年代开始对管道评估进行研究,目前已经形成规范,而国内对管道评估的研究起步较晚,并没有统一的规范。管道破坏的防范、维修无理论可依, 造成了管道破坏的进一步扩大和不必要的浪费。因此以下将进行局部腐蚀管道剩余强度评价方法的探讨, 为建立符合我国实际情况的油气管道评价规范提供参考。
2 管道腐蚀评价标准比选
2.1 国外评价标准发展概况
腐蚀管道剩余强度评价始于20世纪60年代, 美国、英国、挪威等国家走在前沿。美国天然气协会 (American Gas Association,AGA)、美国机械工程师协会 (American Society of Mechanical Engineers, ASME)、挪威船级社 (Det Norske Veritas,DNV)、美国石油协会(American Petroleum Institute,API)及英国燃气公司(British Gas,BG)等机构发表了一系列管道腐蚀管道剩余强度评价标准[1]。如今我国大量油气管道已经运行30年左右, 处于事故高发期;但国内没有详尽而权威的评价标准,为管道检测、评估的发展设置了障碍。因此,比选国外先进评价标准, 建立符合我国管道破坏情况的评价标准十分必要。
2.2 管道腐蚀评价标准介绍
ASME B31G-2009[4]、DNV RP-F101[5]、PCORRC方法[6]、API 579-1-2007等为国外现行管道腐蚀评价标准。
1)ASME B31G -2009由美国机械工程师协会 (ASME)制定,是评价腐蚀管道、计算管道剩余强度最初的方法[1]。其历经不同版本的完善,形成的2009版是最新的版本,为其他规范提供参考。其失效压力表示为:
流变应力:
Folias鼓胀系数:
式中:Pf为失效压力,MPa;t为管道壁厚mm;D为管道外径,mm;d为腐蚀缺陷的最大深度,mm;M为Folias鼓胀系数 ;为管道材 料的流变 应力 ,MPa;σs为管材的最低屈服强度,MPa;L为缺陷最大轴向长度,mm。
2)DNV RP-F101由挪威船级社 (DNV) 和英国燃气公司(BG)共同制定[5], 在大量实验的基础上 , 采用三维、非线性、弹塑性有限元分析等方法拟合而成[3]。其失效压力表示为:
Folias鼓胀系数为
式中:σb为管道的拉伸强度,MPa;Q为长度校正系数。
该规范将Folias鼓胀系数M通过数值分析拟合为长度校正系数Q。虽然该规范保守性相对降低, 且可以对钢级X80以上的管道进行安全评价,但针对附加载荷, 只考虑了管道受轴向和弯曲载荷情况下的失效压力,具有一定局限性。
3)PCORRC方法是一种评价中、高级强度钢管剩余强度的常用方法, 由美国Battle实验室开发[3]。Stephens[6,7]为腐蚀缺陷建模时推导了极限状态方程。其失效压力表示为:
Folias鼓胀系数为:
该方法认为管道失效由拉伸强度决定, 而在实际工程中,高、低强度管道失效机理不同,高强度管道失效基于塑性失稳,与材料拉伸强度有关;低强度管道失效基于断裂机理,与材料韧性有关。同时,该方法不适用于局部缺陷宽度小于局部缺陷深度的钝口缺陷[8],具有一定工程局限性。
4)API 579-1-2007规范由美国石油协会 (API) 根据服役适应性评价FFS制定[9]。该规范增加了附加载荷对管道腐蚀的影响, 适用于受附加载荷的管道局部腐蚀评价。
失效压力表示为:
Folias鼓胀系数为
式中,λ为纵向缺陷长度参数。
2.3 管道腐蚀评价标准比选
Folias鼓胀系数的大小直接影响了评价规范失效压力的大小,Folias鼓胀系数越大, 失效压力越小,更为保守但相对安全。基于我国输送原油性质多为易凝高黏原油以及地形复杂易受自然灾害的现状,宜采用安全系数较高的评价规范。这4种规范的鼓胀系数比较如图1所示。
比较这4个规范,API 579-1-2007在受附加载荷的管道评价方面内容最全面。因此综合考虑安全性和针对性,选择API 579-1-2007对受附加载荷的局部腐蚀管道进行安全评价。
3 基于 API 579 的受附加载荷管道局 部腐蚀评价
不同于一般压力容器, 管道系统载荷类型及应力分布更为复杂[3]。除了由内压引起环向应力和由温度、泊松效应引起的轴向应力 (径向应力忽略不计)外,还存在重量载荷、温差载荷等附加载荷。如管道在高温下产生的热应力会引起管道轴向伸缩,管道所受弯矩、扭矩导致管道破坏,支管、弯头等薄弱部位受附加载荷需特殊考虑。以下为API 579-12007针对受附加载荷管道局部腐蚀的评价。
3.1 一级评价
用于评价受内压、有局部金属损失的构件,以确定有缺陷构件是否合格。
步骤1:确定所需最小壁厚。
式中:tFCA为未来腐蚀裕量,mm;tnom为公称壁厚, mm;tLOSS为金属损失,mm;tc为腐蚀壁厚,mm;trd为均匀壁厚,mm。
步骤2: 测量轴向缺陷尺寸s和最小测量壁厚tmm。
步骤3: 确定纵向缺陷长度参数λ以及剩余厚度比Rt。
式中:D为管道外径,mm。
步骤4:校核限定腐蚀缺陷尺寸。若满足下列要求,则进行步骤5;若不满足,此腐蚀缺陷不合格。
式中Lmsd为从所调查的金属损失区的边缘到最近的主结构不连续处的距离,mm。
步骤5:确定构件的最高许用应力(PMAW)。
式中:S为许用拉应力,MPa;E为焊缝系数;tsl 为承受附加载荷所需要的壁厚,mm;Rc为修正内径,mm;PMAW为最大允许工作压力,MPa;PMAW C为环向最高许用压力,MPa;PMAW L为轴向最高许用压力,MPa。
步骤6:1用式(12)计算得到的纵向缺陷长度参数λ和式(13)计算得到的剩余厚度比Rt在图2中作图, 如果这2个值确定的点落在曲线或曲线上方区域,按一级评价缺陷范围合格(图2)。2如果缺陷不合格,则利用公式(8)、(9)计算剩余强度系数 (RSF)和Folias鼓胀系数进行评价。
3.2 二级评价
二级评价由于考虑环向附加载荷, 分为轴向和环向分别校核,轴向校核与一级评价相同,环向校核详述如下:
受附加载荷管道局部腐蚀环向校核, 用下面的步骤评价由于附加载荷引起的轴向薄膜应力、环向薄膜应力和剪应力。
步骤1:环向参数确定。
C为裂纹的环向范围 ,mm;Di为包括腐蚀损失及未来腐蚀裕量的管道内径,mm;D0为包括腐蚀损失及未来腐蚀裕量的管道外径,mm;d为局部损失的最大深度,mm;σys为规定的最小屈服应力,MPa。
步骤2:校核环向损失时,将金属损失范围定为长方形区域。
a)内表面金属损失区外径:
b)外表面金属损失区外径:
c)金属损失区环向角度:
步骤3:由一级评价确定剩余强度系数(RSF)和许用最大工作压力(PMAWr)。
其中RSFa为允许剩余强度系数。
步骤4:确定附加载荷。
步骤5: 计算在管道受重量载荷以及受重量载荷和温差载荷两种情况下,截面上A、B两点的环向应力σcm。
式中α为半锥顶角,(°)。
步骤6: 计算在管道受重量载荷以及受重量载荷和温差载荷两种情况下,截面上A、B两点的最大轴向膜应力σlm和剪应力τ。
式中:F为轴向力,N;σlm为轴向最大膜应力, MPa;Af为局部金属损失区横截面积,mm2;Am为管道横截 面积 ,mm2;At为无金属 损失区横 截面积 , mm2; Atf为金属损失区横截面积,mm2;Aw为压力作用的有效区域,mm2;b为面积Aw的形心位置,mm;Ix 为损失区关于x轴的惯性矩,mm4;Iy为损失区关于y轴的惯性矩,mm4;λc为环向缺陷长度参数;Mr为重量载荷或重量载荷加温差载荷作用下应用净截面扭转 ,mm4;Ms C为环向Folias鼓胀系数 ;Mt C为轴向Folias鼓胀系数 ;Mx为x方向弯矩,mm·N;My为y方向弯矩,mm·N;τ为剪应力,MPa;V为净截面剪应力,MPa;xA为沿x轴横截面到A点的距离,mm;xB 为沿x轴横截面到B点的距离,mm;yA为沿y轴横截面到A点的距离,mm;yB为沿y轴横截面到B点的距离,mm;y为中性轴位置,mm。
步骤7:计算在管道受重量载荷以及受重量载荷和温差载荷这两种情况下,截面上A、B两点的膜应力。
步骤8:对结果进行评价如下:
式(32)应满足管道受重量载荷以及受重量载荷和温差载荷这两种情况下的纵向拉伸应力或压应力。重量载荷Hf=1.0,重量载荷加温差载荷Hf=3.0。
式中:Sa为许用压力,MPa;RSFa为允许剩余强度系数。
步骤9: 如果计算结果不满足步骤8中的应力标准, 则应该减少步骤3中最高许用应力PMAW的值,并重复步骤1到步骤8,直到满足应力标准。
4 工程实例与软件开发
4.1 工程实例
工程实例中容器数据见表1,运算结果见表2。
4.2 软件开发
利用Visual Stutio2012进行软件开发, 编制基于API 579-1-2007的受附加载荷腐蚀管道安全评价软件,如图3、图4所示,节省了管道评价时间,提高了管道评价可靠性,具有工程意义。
5 结 论
通过对国内油气管道运行现况、腐蚀原因、国外油气管道评价规范调研、研究,得出以下结论:
1)鉴于我国现状 ,6 000km以上管道已服役30年以上,管道破坏形式中,管道腐蚀占40%,在腐蚀破坏中,局部腐蚀首当其冲。
2)我国管道铺设形式以埋地管道居多 ,穿越地形多样,管道腐蚀原因复杂,管输介质、土壤酸碱度、含水量、含细菌种类和数量、杂散电流等因素都有可能对管道造成腐蚀破坏。
3)国外对于管道安全的评价始于20世纪60年代,目前已有成熟的评价体系,通过比较Folias鼓胀系数比 选了ASME B31G -2009、DNV RP -F101、PCORRC方法和API 579-1-2007等几种评价方法。选取了评价受附加载荷管道最为全面、安全性最高的API 579-1-2007评价方法,并利用工程实例进行分析说明。
腐蚀评价 篇10
目前,国内外常采用外防腐蚀层与阴极保护系统对油气管道进行联合防护。管道完整性管理是管道安全储运的必备条件,其中管道外腐蚀直接评价是其重要的组成部分,应定期开展。必须加强管道完整性管理中的数据完整性管理,特别是管道建设期数据管理, 从而保证外腐蚀直接评价( ECDA) 检测方法的适用和过程的准确高效。ECDA的规范化过程包含4个阶段: 预评价、间接检测、直接检查和后评价。ECDA技术在将开挖维修成本最小化的同时,对管道外腐蚀风险进行有效管理,从而改善管道的安全状况,其作为一套科学而规范的管道外腐蚀和防护系统检测评价手段正在得到越来越多的应用。美国防腐蚀工程师学会( NACE) 早在2002年就建立了管道外腐蚀直接评价技术标准。目前,国外管道完整性管理已运用ECDA、高分辨率的漏磁检测和现场开挖验证评价等多种方法对管道进行综合评价,同时检测仪器厂商也开发设计了适用于ECDA检测的多种检测设备[1]。国内油气管道企业尽管接触ECDA技术相对较晚,但在借鉴国外先进经验的同时正逐步探索适合国内管道特点的ECDA检测程序,近年在原油、天然气、燃气管道等均进行了一定的ECDA应用实践[2~4],但针对管道防腐蚀层和阴极保护有效性通常只采用一种或两种检测方法,对ECDA检测方法的综合运行和系统评价尚显不足。因此,如何将ECDA技术高效系统地应用于国内油气管道,特别是针对多种检测方法的综合应用和检测数据的深入分析与系统评价是当前管道完整性管理的重要研究课题之一。
某天然气长输管道投产于2010年,全线采用3PE外防腐蚀层和强制电流阴极保护实施外腐蚀防护。管线多次穿过城、郊区、河流和山体,且与燃气管道、电气化铁路、高压输电线路多次并行和交叉,沿线地质结构复杂。本工作利用ECDA对该管线的外腐蚀进行检测、评价,具有较好的准确性和一定的实用性。
1预评价
( 1) 基本特征该管道材料为X65螺旋缝埋弧焊钢管,壁厚12. 5 mm,管径 711 mm,部分区域采用加强壁厚,其阴极保护率接近100% 。整个管线穿越山地、梯田、农田、河流、居民区等,且多次与公路、铁路及高压输电线路并行和交叉,地质结构复杂,其他工程施工活动频繁。检测段全长135 km。
( 2) ECDA应用可行性该天然气管道具备应用ECDA技术条件: 1管道投产时间不长,管理制度体系先进,技术档案规范、齐全; 2符合NACE SP0502中的间接检测仪器选用方法的要求。
( 3) 区段划分及检测方法ECDA检测区段划分准则包括: 城区、郊区,杂散电流干扰区; 防腐蚀层变化段,改线段,绝缘法兰等; 阴极保护电流流失或变化点, 不同防腐蚀层管段,水下穿越管段,土壤环境特征或类型有较大差异点等。ECDA检测区段共包含25个,同一检测区段不一定是连续检测,但采用相同方法。
ECDA标准检测方法包括密间隔电位测试法( CIPS) 、直流电位梯度测试法( DCVG) 、交流电位梯度测试法( ACVG) 、交流电流衰减法( PCM) 、皮尔逊法( Person) 等[5]。CIPS测试是在管道地表以较小的等间距测量管地通/断电位来评价阴极保护系统的有效性, 并判断管道外防腐蚀层是否存在缺陷; DCVG测试是在管道地表用两个参比电极测量电位差确定防腐蚀层缺陷点位置、电流方向、防腐蚀层缺陷面积大小、缺陷的形状及缺陷所处管体的位置[6]; ACVG和Person法是通过地面设备测量交流电位梯度的分布而确定防腐蚀层缺陷; PCM测试是对测量管道施加交流电流信号并检测管道中电流信号衰减率的变化和定量测量防腐蚀层绝缘电阻值大小确定防腐蚀层破损点位置和缺陷严重程度[7]。
不同的管段采用不同的间接检测方法,包括CIPS、 DCVG、ACVG、PCM和管地电位( P / S ) 测量法等组合使用。
2间接检测
2. 1管道外防腐蚀层
管道外防腐蚀层检测使用地面检测工具来确定管道防腐蚀层存在缺陷的位置、严重程度及腐蚀活性[8]。 使用PCM系统软件计算防腐蚀层的绝缘电阻值; 管道穿越段检测主要通过前后PCM电流衰减情况以及管地电位测量方法进行综合测试。
利用ACVG和DCVG方法进行管道外防腐层缺陷检测,检测管段共检测出外防腐蚀层缺陷点293处,平均2. 2处/km。检测出的缺陷点中PCM交流电流信号衰减率大于70 d B /km的有6处( 2. 0% ) ,电流信号衰减率在50 ~ 70 d B /km的有35处( 20. 8% ) ,小于50 d B / km有226处( 77. 2% ) 。基于DCVG方法,一旦定位了防护层破损点,破损点严重程度可以由漏点的中心点到远地点之间的电位差来估算,即采用IR降与所加电压电位降的百分比来表示破损点严重程度[2,8]。 DCVG检测发现检出的破损点中有2处漏点IR% 超过30% ,其余291处漏点IR% 降均小于16% 。同时,利用DCVG法通过电流流向判定防腐蚀层破损处管体的腐蚀活性,若电流流向土壤,该破损点处管体正在发生腐蚀; 若电流流入管体,则该破损点处管体不会发生腐蚀[9]。现场检测发现65处防腐蚀层漏点存在腐蚀活性; 此外,检测发现第一检测分段后约20 km处至第二检测分段前约20 km之间,管道防腐蚀层缺陷点分布密集,平均有4 ~ 6个缺陷点。综合评价“一类( 重) ”防腐蚀层缺陷点有71处,占缺陷点总数的24. 2%; “二类( 中) ”有48处,占缺陷点总数的16. 4% ; 其余174处缺陷点均评价为“三类( 轻) ”,占缺陷点总数的59. 4% 。
防腐蚀层绝缘电阻测试表明,尽管在个别地段管道PCM测试电流存在一定衰减,但绝大部分测试地段管道PCM测试电流无明显衰减,因而测试管段防腐蚀层绝缘质量整体评定为优等级。
检测管段共穿越公路、铁路及河流19处。检测结果表明,穿越段PCM电流信号衰减缓慢,防腐蚀层性能良好,但有3处电流衰减值稍偏大( 大于5 d B /km) , 日常管理中有必要加强对这3处管段的监测。
2. 2阴极保护系统
对检测管段阴极保护系统进行全线CIPS测量,测量间距为1. 5 ~ 3. 0 m。通过分析阴极保护系统的通电电位( 包含土壤的IR降) 沿管道的变化趋势可评价管道防腐蚀层的总体平均质量优劣状况; 阴极保护系统的瞬时断电电位不包含土壤的IR降,是阴极保护电流对管道的“极化电位”,是实际有效的保护电位,用于评价阴极保护系统的有效性[10]。
检测结果表明,管段全线通电电位的平均值为- 1 125 m V( - 1 006 ~ - 1 474 m V) ( 相对于CSE,下同) ,断电电位平均值为- 1 055 m V( - 847 ~ - 1 190 m V) ,基本位于正常保护状态,管线通断电IR降亦不明显。图1为一临近居民区ECDA检测区段阴保电位分布状态。
对阴极保护站恒电位仪的长效参比电极、阴极电缆、零位接阴极电缆、阳极电缆等的检测均为完好,阳极地床接地电阻正常; 阴极保护站进出站绝缘法兰的绝缘性能均良好。
2. 3杂散电流
杂散电流干扰检测采用管地电位测量和电位梯度测量等检测管道受到杂散电流干扰的位置、干扰情况大小和干扰距离等。
现场检测发现,检测管段沿线测试桩处通电电位比较稳定,所受干扰较弱,与CIPS测试结果一致。电位梯度检测值基本在0. 06 ~ 4. 50 m V/m,属于中等偏弱等级干扰[11]; 部分检测点数据见表1。由测试桩处长时间监测通电电位的情况可见,管段沿线测试桩的电位较稳定,波动范围较小,管道受到的动态直流杂散电流干扰极小。
检测管段沿线高压线交叉并行较多,通过测试桩处交流电压检测发现,大部分测试桩处交流电压均小于4 V,但第二检测分段中共有15个测试桩处交流电压大于4 V( 4 ~ 10 V) ,分布于测试桩K060 -K062, K075及K078 -K089; 同时对该段管线交流电压的长时间监测结果为交流电压较平稳,不存在短时间出现交流电压峰值的现象。计算该15个测试桩处交流电流密度,均小于30 A/m2,交流干扰评价为弱( 见表2) ,不需要采取交流干扰防护措施[12]。
2. 4土壤物性及腐蚀性
检测管段沿线山地石方和农田土质较多,共实测50处管道沿线土壤电阻率。测试结果表明,管道沿线地表至埋深处土层平均土壤电阻率变化较大,农田地区土壤电阻率较低,为20 ~ 60 Ω·m,部分山区土方地区土壤电阻率100 ~ 250 Ω·m,土壤腐蚀性等级中等偏弱[13]; 土壤p H值6. 4 ~ 7. 6,基本为中性环境,按土壤腐蚀性评级标准为“弱”。对10处土壤理化分析表明,探坑处土壤含水率3. 62% ~ 7. 54% ,Cl-和SO42-含量较低,含盐量0. 08% ~ 0. 38% ,结果表明土壤呈弱腐蚀性; 氧化还原电位在271 ~ 645 m V,土壤腐蚀性中等偏弱。通过对沿线土壤电阻率和p H值的测试结果,结合采集土样的检测和化验结果可见,检测管段土壤的腐蚀性较弱。
3直接检测
3. 1开挖点选取及检查
根据间接检测结果和NACE SP0502中确定开挖点数量及位置优先次序准则,并考虑现场实际需求,选取了50处缺陷点进行开挖检查,定位误差均小于0. 5 m, 开挖点中有31处存在3PE防腐蚀层外力损伤破损,18处为焊缝补口处的环氧涂层机械损伤,1处为聚丙烯冷缠带与焊缝热收缩套搭接处焦烧; 从开挖的整体情况看,管线的防腐蚀层表面光滑平整,光泽度高。外力损伤是防腐蚀层破损的主要形式,包括机械划伤或石块的挤压磕碰,同时还有原破损处补伤片脱落。为了检测防腐蚀层的连续完整性,用电火花针孔检漏仪对除防腐蚀层破损点外的其他部位进行耐压测试,均未见有击穿现象。对开挖点中的9条焊缝进行超声波无损检测,所有的焊缝检测效果良好,均未发现缺陷。
现场开挖点中4处防腐蚀层机械损伤露出管体, 其中1处发现有轻微浮锈,其余未发现腐蚀管体,符合管道最小剩余壁厚评价标准( Tmm> 原始壁厚T0) ,评价等级为Ⅰ级[14],不存在危险界面,可继续使用。
以上结果显示: 直接检查结果与地面间接检测结果一致。
3. 2腐蚀缺陷剩余强度
ECDA标准化过程需对管道腐蚀缺陷处进行剩余强度评价。剩余强度计算评价方法较多,常用的如RSTRENG、ASME B31G及DNV -RP -F101等[15]。
对于本次开挖的防腐蚀层破损点,由于基本为机械外力损伤,取本次检测出的管体缺陷长度最长的缺陷点进行剩余强度评价。该缺陷长度5. 8 mm,深度0. 5 mm,取X65钢的最小屈服强度450 MPa,腐蚀速度采用推荐的0. 40 mm/a,管道外径711 mm,设计压力11. 0 MPa,计算缺陷点管段失效压力为21. 8 MPa[14]。 由计算结果可以看出,该缺陷点失效压力远大于管道设计压力,剩余寿命为34 a,可以继续使用。
3. 3过程评价
通过地面非开挖检测数据和直接检查结果,此次评价过程优先次序准则和维修分类准则划分合理,评价结果可以使用。
4后评价及防护建议
本次检测评价的50处直接检查点都发现了外防腐蚀层缺陷,表明间接检测过程有效且缺陷定位准确, ECDA过程整体有效。根据检测评价结果,提出管道外腐蚀防护维护方案如下:
根据已发现防腐蚀层缺陷的评价等级及确定的维修类别,对满足电流衰减率大于70 d B /km,IR% 降大于30% 或具有腐蚀活性的71处立即实施开挖检查并修复,同时加强管道外防腐蚀层的日常管理,定期进行检漏修补工作; 对防腐蚀层缺陷点分布密集的第一检测分段后20 km和第二检测分段前20 km间的管道加强管道日常维护,定期进行检漏修补工作; 对3处电流衰减值稍偏大的穿越道路处管道加强监测。
由于管道沿线土壤腐蚀性并不很强,且由于大部分管线阴极保护电流对钢体的补充性使得管道并未发生明显的外腐蚀现象。但是,随着管道运行时间增长及防腐蚀层的不断老化,还需密切关注阴极保护电流的输出,特别是加强对交流干扰电压大于4 V管段的杂散电流干扰监测。
综合考虑本检测管道的重要性、沿线经济发展情况及管道周围环境的复杂程度等因素,建议外防腐蚀层完整性检测再评价周期为5 a。
5 ECDA实施成效及注意事项
( 1) 采用ECDA找出该天然气长输管道存在的防腐蚀层缺陷和阴极保护薄弱管段,掌握缺陷形成原因和交、直流干扰现状,了解穿越公路铁路等特殊管段外腐蚀及防腐蚀的状况,为未来的管道运行管理和安全管理提供了依据。
( 2) ECDA过程实施的关键在于预评价环节是否可以收集到检测评价需要的准确、全面的数据。国内管道完整性管理开展时间不长,管道数据管理尚不完善,必须加强管道完整性管理中的数据完整性管理,特别是管道建设期数据管理。