劉　句， 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，安徽 合肥 230031)

溫度及湍流對(duì)低碳鋼的環(huán)烷酸腐蝕的影響規(guī)律

劉句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，安徽 合肥 230031)

摘要：在煉制高酸原油的減壓裝置中存在顯著的環(huán)烷酸腐蝕，對(duì)裝置的長(zhǎng)周期安全運(yùn)行構(gòu)成較大威脅。采用高溫高流速環(huán)烷酸腐蝕模擬裝置，研究了20G低碳鋼在不同溫度和湍流強(qiáng)度下的環(huán)烷酸腐蝕行為。結(jié)果表明，在不考慮其他因素影響時(shí)，低碳鋼的環(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；高溫高流速下的平均腐蝕速率主要取決于腐蝕溫度，在320℃時(shí)平均腐蝕速率最高，約為240℃時(shí)平均腐蝕速率的2.5倍；湍流強(qiáng)度對(duì)環(huán)烷酸腐蝕的影響主要表現(xiàn)于不同湍流區(qū)的局部腐蝕深度，不同溫度下強(qiáng)湍流區(qū)的最大腐蝕深度與平均腐蝕深度比值可達(dá)4倍以上；強(qiáng)湍流狀態(tài)會(huì)顯著提高局部腐蝕速率，從而導(dǎo)致設(shè)備的快速減薄甚至穿孔。

關(guān)鍵詞：環(huán)烷酸腐蝕； 低碳鋼； 沖刷腐蝕； Fluent模擬

高酸原油相對(duì)普通原油價(jià)格較低，為提高經(jīng)濟(jì)效益，我國(guó)多家煉油企業(yè)轉(zhuǎn)向煉制高酸原油；經(jīng)過(guò)長(zhǎng)期技術(shù)攻關(guān)，已基本掌握高酸原油的煉制技術(shù)，高酸原油加工量已占原油加工總量的30%以上。

高酸原油含有環(huán)烷酸，煉制高酸原油使某些煉油裝置的環(huán)烷酸腐蝕問(wèn)題較為嚴(yán)重；雖然大部分已進(jìn)行工藝改進(jìn)或設(shè)備適應(yīng)性改造，降低了腐蝕，但在彎頭、三通、泵等高速湍流區(qū)域，環(huán)烷酸腐蝕依然嚴(yán)重，影響了煉制裝置的長(zhǎng)周期安全運(yùn)行。因此，明確高溫高流速下環(huán)烷酸腐蝕規(guī)律、建立環(huán)烷酸腐蝕預(yù)測(cè)模型對(duì)指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、優(yōu)化及工藝改進(jìn)以實(shí)現(xiàn)設(shè)備長(zhǎng)周期安全運(yùn)行具有重要意義。

環(huán)烷酸為復(fù)雜的有機(jī)羧酸混合物，在高溫下腐蝕設(shè)備，且影響因素較多[1]。已知顯著影響環(huán)烷酸腐蝕的因素有溫度[2]、酸值[3-6]、環(huán)烷酸組成[7-10]、活性硫化物含量[11-16]、介質(zhì)流速與湍流狀態(tài)[11,17-18]、介質(zhì)物理狀態(tài)及材質(zhì)[19-21]。要建立環(huán)烷酸腐蝕預(yù)測(cè)模型，必須明確這些因素對(duì)腐蝕速率的量化影響。在此，筆者主要研究溫度、流速及湍流對(duì)環(huán)烷酸腐蝕速率的影響規(guī)律。

1實(shí)驗(yàn)部分

1.1實(shí)驗(yàn)設(shè)備和條件

采用通用機(jī)械研究院的高溫高流速環(huán)烷酸腐蝕模擬裝置進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。該套裝置可模擬0～400℃內(nèi)0～100 m/s流速的環(huán)烷酸腐蝕[6]。管流速度19.7 m/s、噴射速度90 m/s。考慮到低于220℃時(shí)環(huán)烷酸對(duì)設(shè)備基本不產(chǎn)生腐蝕，高于400℃時(shí)環(huán)烷酸發(fā)生分解[22]，實(shí)驗(yàn)主要在240～360℃溫度區(qū)間進(jìn)行，溫度點(diǎn)間隔為20℃。

圖1　環(huán)烷酸腐蝕(NAC)模擬裝置示意

1.2實(shí)驗(yàn)方法

腐蝕介質(zhì)由高溫合成導(dǎo)熱油(高純度二芐甲基甲苯)與精致環(huán)烷酸配制而成。由于高溫下實(shí)驗(yàn)時(shí)油料酸值會(huì)有不同程度的下降，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后應(yīng)及時(shí)標(biāo)定油料酸值，并補(bǔ)充精制環(huán)烷酸，保持腐蝕介質(zhì)酸值不變。

實(shí)驗(yàn)材料為20G低碳鋼，其元素組成見(jiàn)表1，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，并分別加工成管流圓環(huán)試樣和噴射圓片試樣。圓環(huán)試樣的尺寸為外徑18 mm、內(nèi)徑3 mm、厚度3 mm；圓片試樣尺寸為直徑14 mm、厚度5 mm。試樣表面打磨至1000#后拋光，除油并去離子水洗后吹干稱重，進(jìn)行腐蝕實(shí)驗(yàn)。

表1　20G低碳鋼的元素組成

腐蝕實(shí)驗(yàn)畢，取出試樣，用無(wú)水乙醇清洗及丙酮除油后，超聲波清洗除去腐蝕產(chǎn)物，再次清洗并干燥24 h，稱重。根據(jù)實(shí)驗(yàn)前后試樣的質(zhì)量變化計(jì)算平均腐蝕速率。采用Hirox-7700視頻顯微鏡考察試樣表面3D腐蝕形貌，并采用CFD (Computational Fluid Dynamics)軟件Fluent6.2計(jì)算試樣表面在高速流沖刷下的流速分布、湍流強(qiáng)度及壁面剪切力。

2結(jié)果與討論

2.1環(huán)烷酸腐蝕控制機(jī)制

環(huán)烷酸腐蝕為化學(xué)腐蝕，發(fā)生在金屬與高酸原油相接觸的界面上，不具備電化學(xué)腐蝕的條件，是有機(jī)羧酸分子與金屬原子碰撞而產(chǎn)生的反應(yīng)。在介質(zhì)流動(dòng)有阻礙的區(qū)域(如彎頭、三通等)，環(huán)烷酸腐蝕最為嚴(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(guò)程均不會(huì)成為腐蝕反應(yīng)的控制步驟。環(huán)烷酸的腐蝕速率主要取決于腐蝕反應(yīng)本身。總的環(huán)烷酸腐蝕反應(yīng)可表達(dá)為式(1)，但實(shí)際腐蝕過(guò)程需要多個(gè)基元反應(yīng)才能完成，其中，至少存在兩個(gè)基元反應(yīng)，如式(2)和式(3)所示。

2RCOOH+Fe→Fe(OOCR)2+H2

(1)

Fe+RCOOH→FeRCOO+H

(2)

FeRCOO+RCOOH→Fe(RCOO)2+H

(3)

在式(3)中，金屬基體已不參與反應(yīng)，其作用只是將反應(yīng)式(2)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)的只有反應(yīng)式(2)，因此腐蝕速率只取決于反應(yīng)式(2)的反應(yīng)速率。

管道中高酸原油介質(zhì)以高速流動(dòng)，腐蝕導(dǎo)致的環(huán)烷酸損失相對(duì)油料中的酸含量可以忽略不計(jì)，因此同一段管道中原油的成分及酸含量可以認(rèn)為不變。反應(yīng)式(2)中，反應(yīng)物Fe為固相，有機(jī)羧酸含量不變，因此該反應(yīng)為零級(jí)反應(yīng)。這樣，環(huán)烷酸腐蝕速率(V)僅取決于該反應(yīng)的速率常數(shù)(k1)。

2.2溫度與環(huán)烷酸腐蝕速率的關(guān)系

由2.1節(jié)中討論得知，環(huán)烷酸的V取決于k1，同時(shí)根據(jù)阿累尼烏斯公式k1=Aexp(-Ea/RT)，k1取決于exp(-Ea/RT)，因此V取決exp(-Ea/RT)，這樣，理論上，lnV正比于-1/T。為驗(yàn)證該分析的正確性，分析了API581中低碳鋼及低合金鋼(1.25Cr)的環(huán)烷酸腐蝕數(shù)據(jù)[22]。當(dāng)w(S)≤0.2%時(shí)，在5個(gè)酸值(TAN)水平，即TAN≤0.3、0.3

從圖3可以看出，在500～640 K內(nèi)，lnV--1/T基本呈線性關(guān)系。當(dāng)溫度高于640 K時(shí)環(huán)烷酸已開(kāi)始分解，此時(shí)的腐蝕數(shù)據(jù)處于相應(yīng)直線下方。除酸值在0.3～1.0范圍時(shí)的相關(guān)系數(shù)(R2)為95%外，其它條件下的R2均接近99%，且直線斜率近乎相等。依據(jù)擬合直線的斜率可得到低碳鋼、低合金鋼發(fā)生環(huán)烷酸腐蝕的平均活化能。

w(S)為0.2%～0.6%范圍時(shí)，低碳鋼及1.25Cr低合金鋼環(huán)烷酸腐蝕的V-T和lnV--1/T關(guān)系分別如圖4和圖5所示。圖4顯示，不同酸值下V-T間依然不符合經(jīng)驗(yàn)線性規(guī)律。而圖5顯示，lnV--1/T的線性規(guī)律非常顯著，所有酸值條件下的lnV--1/T線性擬合的R2均高于98%。

對(duì)其它硫含量及酸值條件下的數(shù)據(jù)擬合也可以得到類似的結(jié)果。因此可以證明，環(huán)烷酸腐蝕的 lnV--1/T呈線性關(guān)系，而不符合每升高55℃速率提高2倍的經(jīng)驗(yàn)公式。需要按照l(shuí)nV--1/T的線性規(guī)律才能精確預(yù)測(cè)環(huán)烷酸腐蝕速率。

圖2　w(S)≤0.2%時(shí)低碳鋼及1.25Cr低合金鋼環(huán)烷酸腐蝕(NAC)的速率(V)與溫度(T)的關(guān)系

圖3　w(S)≤ 0.2%時(shí)低碳鋼及1.25Cr低合金鋼環(huán)烷酸腐蝕(NAC)的lnV--1/T曲線

圖4　0.2%≤w(S)≤0.6%時(shí)低碳鋼及1.25Cr低合金鋼環(huán)烷酸腐蝕(NAC)的V-T關(guān)系

圖5　0.2%≤w(S)≤0.6%時(shí)低碳鋼及1.25Cr低合金鋼NAC的lnV--1/T曲線

在API581中環(huán)烷酸腐蝕數(shù)據(jù)包含了硫化物的影響，在無(wú)硫化物時(shí)是否存在上述線性規(guī)律，仍需驗(yàn)證。為此，對(duì)20G低碳鋼進(jìn)行了相關(guān)的環(huán)烷酸腐蝕實(shí)驗(yàn)，測(cè)得了240～360℃下，腐蝕介質(zhì)酸值為4.6 mg KOH/g的腐蝕數(shù)據(jù)。由于溫度高于320℃時(shí)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)，因此剔除340、360℃ 2個(gè)溫度點(diǎn)。對(duì)其它溫度點(diǎn)的腐蝕數(shù)據(jù)按照l(shuí)nV--1/T進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖6所示。從圖6可以看出，實(shí)驗(yàn)結(jié)果也符合lnV--1/T的線性規(guī)律。

圖6　20G低碳鋼環(huán)烷酸腐蝕(NAC)的lnV--1/T曲線

2.3高速流下20G低碳鋼環(huán)烷酸腐蝕的Fluent模擬結(jié)果

對(duì)不同流速及不同噴嘴高度(H)下，20G低碳鋼試樣表面近壁面的流速及湍流狀態(tài)進(jìn)行了Fluent模擬。在噴射時(shí)，試樣上方的速度流場(chǎng)可分自由射流區(qū)、沖擊區(qū)及徑向壁面射流區(qū)3個(gè)區(qū)域，具體的流場(chǎng)分布與H有關(guān)。不同H下軸心速率的分布如圖7所示。從圖7可以看出，在H為2 mm時(shí)，軸心速率衰減較快，當(dāng)液流以90 m/s速率噴射時(shí)，只在試樣中心很小范圍內(nèi)能保持較高沖擊速率，在距中心半徑(R) 1 mm處的流速已經(jīng)衰減至原速率的一半，在R=2 mm處的流速已經(jīng)降低至接近零，噴嘴射出液流直接沖擊于試樣中心后反彈。隨著H的提高，噴射速率衰減也會(huì)降低，在H為4 mm時(shí)軸心速率在R=4 mm時(shí)才會(huì)降低為零；H提高至10 mm時(shí)，軸心速率在R=10 mm降低至零?？紤]到使用的試樣直徑為14 mm，因此實(shí)驗(yàn)中控制H為6～8 mm，使整個(gè)試樣表面的液流沖刷速率均能保持較高水平。

圖7　環(huán)烷酸腐蝕(NAC)實(shí)驗(yàn)中不同噴嘴

不同入射流速(U)下試樣表面湍流的Fluent模擬結(jié)果示于圖8。從圖8可見(jiàn)，試樣表面的湍流強(qiáng)度與U及試樣R有關(guān)。在U為30 m/s時(shí)，試樣表面的湍流強(qiáng)度分布較為平均，湍流強(qiáng)度在2.0%～3.0%范圍；U為50 m/s時(shí)，湍流強(qiáng)度分布在3.5%～5.0%范圍；當(dāng)U達(dá)到90 m/s時(shí)，湍流強(qiáng)度分布在6.0%～9.5%范圍，且在圓形試樣中心具有最大的湍流強(qiáng)度。為了獲取高的局部湍流強(qiáng)度，實(shí)驗(yàn)中選取U為90 m/s合理。

圖8　環(huán)烷酸腐蝕(NAC)實(shí)驗(yàn)中不同入射流速(U)沖擊下

通過(guò)Fluent模擬結(jié)果確定，U為90 m/s時(shí)試樣表面最大湍流強(qiáng)度為9.5%左右，而最小湍流強(qiáng)度略低于6%；試樣表面的湍流強(qiáng)度最高區(qū)域并不在試樣中心位置，最大湍流強(qiáng)度出現(xiàn)于距離中心1.5～2.0 mm的位置，最小湍流強(qiáng)度位于試樣最外側(cè)，但即使試樣最外區(qū)域湍流強(qiáng)度也高達(dá)6%。

2.4高速流下湍流狀態(tài)對(duì)環(huán)烷酸腐蝕速率的影響

崔新安等[16]采用管流實(shí)法驗(yàn)考察了在20 m/s流速下沖刷時(shí)，垂直沖刷與平行沖刷對(duì)環(huán)烷酸平均腐蝕速率及局部腐蝕深度的影響。結(jié)果表明，320℃下環(huán)烷酸的平均腐蝕速率為240℃下腐蝕速率的2.0～3.0倍，但湍流強(qiáng)度對(duì)平均腐蝕速率的影響并不顯著，20G垂直沖刷試樣的平均腐蝕速率與平行試樣的差異在16%以內(nèi)。值得注意的是，湍流強(qiáng)度對(duì)局部腐蝕深度影響顯著。圖9為不同強(qiáng)度湍流區(qū)試樣表面3D形貌及腐蝕深度。從圖9可見(jiàn)，管流法下20G試樣在湍流強(qiáng)度為8%的區(qū)域的局部腐蝕深度為湍流強(qiáng)度2%區(qū)域的2.5～3.0倍。

圖9　不同強(qiáng)度湍流區(qū)試樣表面3D形貌及腐蝕深度

由于在噴射沖擊下流速更大，湍流強(qiáng)度更高(最大湍流強(qiáng)度9.5%)。為明確在高速流沖刷下湍流對(duì)環(huán)烷酸腐蝕的影響，進(jìn)行了240、280、320、360℃ 4個(gè)溫度下，U為90 m/s時(shí)的腐蝕實(shí)驗(yàn)，得到了4個(gè)溫度下的平均腐蝕速率及強(qiáng)、弱湍流區(qū)的局部腐蝕深度。在240℃時(shí)，平均腐蝕速率為1.43 mm/a，處于相對(duì)較低水平；當(dāng)溫度升高到280℃時(shí)，腐蝕速率升高到2.45 mm/a；溫度升高至320℃時(shí)，腐蝕速率為3.63 mm/a，達(dá)到最大值；在溫度升高至360℃時(shí)，由于環(huán)烷酸的裂解導(dǎo)致腐蝕速率降低至2.16 mm/a。320℃與240℃下的平均腐蝕速率比值為2.5左右，與經(jīng)驗(yàn)公式中的溫度每升高55°腐蝕速率提高2倍接近，也與管流法的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符。

對(duì)試樣不同區(qū)域的3D形貌觀察，圖10為320℃下試樣不同強(qiáng)度湍流區(qū)的3D腐蝕形貌。從圖10 可見(jiàn)，強(qiáng)、弱湍流區(qū)域的腐蝕深度存在顯著差異。320℃下，在試樣最小湍流區(qū)域(湍流強(qiáng)度約6%)測(cè)得最大腐蝕深度為4.8 μm(見(jiàn)圖10(a))，此時(shí)平均腐蝕深度約3.3 μm，兩者比值約1.45。低湍流狀態(tài)下壁面剪切力較小，沖刷腐蝕并不顯著，腐蝕產(chǎn)物附著于金屬基體也會(huì)一定程度抑制化學(xué)腐蝕，因此低湍流對(duì)局部腐蝕深度提高不顯著。在試樣中部湍流強(qiáng)度較強(qiáng)區(qū)域(湍流強(qiáng)度約8%)，最大腐蝕深度為9.3 μm(見(jiàn)圖10(b))，為平均腐蝕深度的2.8倍，此時(shí)湍流強(qiáng)度已經(jīng)顯著提高了局部的腐蝕速率。在最高湍流區(qū)域(湍流強(qiáng)度9.5%)，最大腐蝕深度為12.8 μm(見(jiàn)圖10(c))，為平均腐蝕深度的3.88倍。當(dāng)湍流強(qiáng)度接近10%的高湍流狀態(tài)時(shí)，壁面剪切力較大，沖刷腐蝕效果凸顯，同時(shí)金屬表面腐蝕產(chǎn)物被迅速?zèng)_走而裸露出金屬基體，使得化學(xué)腐蝕持續(xù)進(jìn)行；在沖刷腐蝕與化學(xué)腐蝕的交互作用下，局部腐蝕深度快速擴(kuò)展。

圖10　320℃下試樣不同強(qiáng)度湍流區(qū)的3D腐蝕形貌

表2列出了不同溫度下腐蝕實(shí)驗(yàn)驗(yàn)后試樣不同區(qū)域的腐蝕深度。從表2可以得出，在240、280、360℃下，強(qiáng)湍流區(qū)最大腐蝕深度與平均腐蝕深度比值分別為5.87、4.78、4.72， 320℃下10%高湍流狀態(tài)下局部環(huán)烷酸腐蝕深度至少為平均腐蝕深度的4倍以上?？梢韵胂笕绻g時(shí)間足夠長(zhǎng)，在高湍流區(qū)域必然形成深度較大的宏觀腐蝕性溝槽，與現(xiàn)場(chǎng)中經(jīng)常出現(xiàn)環(huán)烷酸腐蝕溝槽的現(xiàn)象吻合，在高湍流區(qū)域的高腐蝕速率會(huì)導(dǎo)致煉油裝置構(gòu)件的快速減薄甚至穿孔。

表2　不同溫度下腐蝕實(shí)驗(yàn)驗(yàn)后試樣不同區(qū)域的腐蝕深度

3結(jié)論

(1)對(duì)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(guò)程均不是環(huán)烷酸腐蝕的控制過(guò)程。

(2)理論分析及數(shù)據(jù)分析結(jié)果證明，低碳鋼及低合金鋼的環(huán)烷酸腐蝕速率與溫度間的規(guī)律符合lnV正比于-1/T的線性規(guī)律。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)律不精確，要實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)確預(yù)測(cè)環(huán)烷酸腐蝕規(guī)律必須應(yīng)用lnV正比于-1/T的線性規(guī)律。

(3)高速流直噴沖擊下試樣表面湍流強(qiáng)度隨距試樣中心的距離而降低。在試樣中心附近存在最高湍流，強(qiáng)度數(shù)值約9.5%。

(4)在強(qiáng)湍流區(qū)試樣具有最高的腐蝕速率，強(qiáng)湍流區(qū)域的局部腐蝕深度為平均腐蝕深度的4倍以上。

(5)由于不同湍流強(qiáng)度區(qū)存在顯著的腐蝕速率差，在湍流強(qiáng)度較高的區(qū)域會(huì)形成局部溝槽并快速擴(kuò)展，從而導(dǎo)致煉油設(shè)備壁厚的快速減薄甚至穿孔。

參考文獻(xiàn)

[1] 梁春雷, 陳學(xué)東, 艾志斌, 等. 環(huán)烷酸腐蝕機(jī)理及其影響因素研究綜述[J].壓力容器, 2008, 25(5)：30-36.(LIANG Chunlei, CHEN Xuedong, AI Zhibi, et al. Overview of the mechanism of naphthenic acid corrosion and its influencing factors[J].Pressure Vessel Technology, 2008, 25(5):30-36.)

[2] GROYSMAN A, BRODSKY N, PENNER J, et al. Low temperature naphthenic acid corrosion study[C]//Houston: Corrosion 2007, NACE International, 2007:569.

[3] SLAVCHEVA E, SHONE B, TURBULL A. Review of naphthenic acid corrosion in oil refining[J].British Corrosion Journal, 1999, 34(2):125-131.

[4] NUGENT M J, DOBIS J D. Experience with naphthenic acid corrosion in low TAN crudes[C]//Houston: Corrosion 98, NACE International, 1998:577.

[5] KANE R D, CAYARD M S. A comprehensive study on naphthenic acid corrosion[C]//Houston: Corrosion 2002, NACE International, 2002:555.

[6] JOHNSON D, MCATEER G, ZUK H. Naphthenic acid corrosion-field evaluation and mitigation studies[C]//Paris: European Refining Technology Conference, 7th Annual Meeting, 2002:1-17.

[7] GROYSMAN A, BRODSKY N, PENNER J, et al. Study of corrosiveness of acidic crude oil corrosion and it’s fractions[C]//Houston: Corrosion 2005, NACE International, 2005:568.

[8] OMAR Y. On the chemical reaction between carboxylic acids and iron,Including special case of naphthenic acid[J].Fuel, 2007, 86(7):1162-1168.

[9] OMAR Y. Influence of different sulfur compounds on corrosion due to naphthenic acid[J].Fuel, 2005, 84(1):97-104.

[10] GROYSMAN A, BRODSKY N, PENNER J, et al. Study of corrosiveness of acidic crude oil corrosion and it’s fractions[C]//Houston: Corrosion 2005, NACE International, 2005:568.

[11] 胡洋, 程學(xué)群, 王省田, 等. 流速和硫含量對(duì)原油中環(huán)烷酸腐蝕性的影響[J].石油學(xué)報(bào)(石油加工), 2010, 26(6):889-893.(HU Yang, CHENG Xuequn, WANG Shengtian, et al. Effect of velocity and sulfur content of crude oil on the corrosion behavior of naphthenic acid[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section) , 2010, 26(6):889-893.)

[12] CRAIG H L. Naphthenic acid corrosion in the refinery[C]//Houston: Corrosion 95, NACE International, 1995:333.

[13] WU X Q, JING H M, ZHENGY G， et al. Erosion corrosion of various oil refining materials in naphthenic acid[J].Wear, 2004, 256:133-144.

[14] 高延敏, 陳家堅(jiān), 雷良才, 等. 環(huán)烷酸腐蝕研究現(xiàn)狀和防護(hù)對(duì)策[J]. 石油化工腐蝕預(yù)防護(hù), 2000, 17(2): 6-12.(GAO Yanmin, CHEN Jiajian, LEI Liangcai, et al. The status-quo of research on naphthenic acid corrosion and protection[J].Petrochemical Corrosion and Protection, 2000, 17(2):6-12.)

[15] 沈露莎.石油加工過(guò)程中的環(huán)烷酸腐蝕及對(duì)策[J].石油煉制, 1992, (4):38-43.(SHEN Lusha. Naphthenic acid corrosion and countermeasures in petroleum refining[J].Petroleum Refining, 1992, (4):38-43.)

[16] 崔新安, 寧朝輝. 石油加工中的硫腐蝕與防護(hù)[J].煉油設(shè)計(jì), 1999, 29(8): 61-67.(CUI Xin’an, NING Zhaohui. Sulfur corrosion and prevention in petroleum processing[J]. Petroleum Refinery Engineering,1999, 29(8):61-67.)

[17] ZETLMEISL M. A laboratory and field investigation of naphthenic acid corrosion inhibition[C]//Houston: Corrosion 95, NACE International, 1995:334.

[18] GUTZEIT J. Naphthenic acid corrosion in oil refineries[J].Materials Performance, 1997,16(10):24-35.

[19] SCATTERGOOD G L, STRONG R C, LINDLEY W A. Naphthenic acid corrosion: An update of control methods[C]//Houston: Corrosion 87, NACE International, 1987:197.

[20] BLANCO E, HOPKINSON B. Experience with naphthenic acid corrosion in refinery distillation progress units[C]//Houston: Corrosion 83, NACE International, 1983:99.

[21] 陳碧鳳, 楊啟明. 常減壓設(shè)備環(huán)烷酸腐蝕分析[J].腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù), 2007, 19(1):74-76.(CHEN Bifeng, YANG Qiming. Kinetics analysis of naphthenic acid corrosion of alloy steels for atmospheric and vacuum equipments[J].Corrosion Science and Protection Technology, 2007, 19(1):74-76.)

[22] 饒思賢, 呂運(yùn)容, 艾志斌, 等. 20G低碳鋼的高溫環(huán)烷酸腐蝕行為[J].材料工程, 2013,(1):79-84.(RAO Sixian, Lü Yunrong, AI Zhibin, et al. Naphthenic acid corrosion behavior of 20G steel at high temperature[J].Journal of Materials Engineering, 2013,(1):79-84.)

Influence Law of Temperature and Turbulence on Naphthenic AcidCorrosion of Low Carbon Steel

LIU Ju1, LI Huifeng1, ZHOU Yu1,2, PAN Ziwei1， RAO Sixian1,2

(1.SchoolofMechanicalEngineering,AnhuiUniversityofTechnology,Maanshan243032,China;2.HefeiGeneralMachineryResearchInstitute,Hefei230031,China)

Abstract：Obvious naphthenic acid corrosion (NAC) existed in refining equipments for high acid crude oil to threaten the long period safe operations of related equipments. The simulation device for naphthenic acid corrosion under high temperature and flow rate was used to analyze the NAC dynamic control mechanism of 20G low carbon steel at different temperatures and turbulence intensity. The results indicated that relationship between naphthenic acid corrosion rate (V) and temperature (T) accorded with linear rule between lnV and -1/T without considerations of other influencing factors. The average corrosion rate of 20G under scouring of corrosive media mainly depended on the corrosion temperature. The maximum average corrosion rate at 320℃ was 2.5 times of the average corrosion rate at 240℃. The influence of turbulence on NAC was mainly expressed in the local corrosion depth in different turbulence areas. The ratio between maximum corrosion depth in high turbulence areas and average corrosion depth could reach 4 times or more at all experimental temperatures, so high turbulence could significantly increase local corrosion depth, causing the rapid thinning or perforation of pipelines.

Key words：naphthenic acid corrosion; low carbon steel; erosion corrosion; fluent simulation

收稿日期：2015-04-01

基金項(xiàng)目：“十二·五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃(2011BAK06B03)、“863”計(jì)劃(2012AA040103)和安徽工業(yè)大學(xué)優(yōu)秀創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目(000452)基金資助

文章編號(hào)：1001-8719(2016)03-0556-08

中圖分類號(hào)：TG172

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.03.016

第一作者： 劉句，女，碩士研究生，從事金屬裝備的腐蝕與失效研究

通訊聯(lián)系人： 饒思賢，男，副教授，博士，從事金屬裝備的腐蝕與失效研究；Tel:0555-2316517;E-mail:raosixian@ahut.edu.cn