腐蚀试验范文（精选8篇）
腐蚀试验 第1篇
QC/T 732—2005规定的强化腐蚀试验条件见表1。
对表1所列的试验设施说明如下。
a.高温、高湿室:模拟南方湿热地区使用环境等。这种环境对车身、底盘、发动机舱和电器件都会造成腐蚀,从而破坏汽车外观、导致部件功能失效,甚至引起安全问题。
b.驻坡(20°)和可靠性路试Ⅱ:模拟汽车在非铺装路面上行驶时碎石击打对漆膜的破坏情况。
c.盐雾喷射:模拟沿海地区含盐空气环境。
d.盐水槽和盐水搓板路行驶并在车内地毯撒盐水:模拟北方冬季道路含盐雪水(撒盐化雪)环境。
各汽车厂在进行强化腐蚀试验时,可根据产品的市场区域选用不同的腐蚀强度,例如调整高温高湿室停放时间、盐水路行驶路程和喷盐雾时间等,调整的依据是悬挂在试验车上的腐蚀强度控制钢板(强度控制钢板是腐蚀参比样板,挂在固定位置,是衡量强化腐蚀试验强度的)。
2 划线起泡腐蚀现象
涂层划线的目的是为了考察涂层被碰伤后抵抗腐蚀蔓延的能力。车身划线部位共14处,分别为:左、右前/后翼子板4处,左、右前/后门4处,发动机罩左/右2处、行李箱左/右2处、顶盖前/后2处,漆膜划线的具体要求见表2。
在海南汽车试验研究所对两款车及随车悬挂的油漆样板进行了60个循环的强化腐蚀试验,结果见表3、图1~图3。
可见,镀锌钢板的耐循环腐蚀试验情况明显好于普通冷轧钢板。
3 漆膜划线处腐蚀的机理
涂装后的车身在盐雾喷射间的环境中形成了“低电位金属—电解质溶液—高电位杂质(涂层)”微电池系统,金属铁作为阳极发生溶解,形成新的化合物即腐蚀物;碳钢中的微量碳及非金属油漆涂层为阴极,电极反应如下。
阳极(Fe):2 Fe-4e=2 Fe2+
阴极(C):2 H2O+O2+4e=4OH-
在这一腐蚀过程中起主要作用的是Cl-。Cl-具有很强的穿透本领,容易穿透金属表面的氧化层进入金属内部;Cl-具有很小的水合能,容易吸附在金属表面,取代金属表面氧化层中的氧,使具有保护基体作用的氧化层遭到破坏;同时,溶解在试样表面的盐液膜中的氧能够引起金属表面的去极化过程,这加速了阳极的溶解,由于盐雾试验过程为持续喷雾,不断沉降在试样表面的盐液膜使试样表面的含氧量始终保持在接近饱和的状态,促使阳极金属不断溶解、腐蚀持续发生。
有关研究表明,钢铁发生氧化腐蚀的空气相对湿度的临界值为70%。当湿度超过这一临界值时,钢铁的腐蚀速率呈指数上升;高温、高湿的交变作用更可以加速钢铁腐蚀,温度对盐雾腐蚀试验结果的影响非常明显:温度每升高10℃,腐蚀速度提高2~3倍、电解质的导电率增加10%~20%。
从整车强化腐蚀条件可以看出,动态强化腐蚀试验每个循环经盐雾间喷雾后,再经过盐水路、盐水搓板路、可靠性路试(含碎石击打路面),当车身残留盐液膜后,再循环到高温、高湿室存放12 h,车身漆膜划线处和经石子打击后的车身金属表面不停地与Cl-、氧气、高电位杂质在高温、高湿的条件下进行电化学反应和化学反应,比静态的单纯盐雾试验的强度大得多。
4 降低划线处起泡腐蚀宽度的措施
4.1 涂装前处理
磷化处理可较大幅度地提高涂装车身的防腐性能。磷化膜组成对电泳漆膜的抗蚀性有直接影响,例如P比高的磷化膜耐碱性高,耐腐蚀性能好。因此可根据被处理的基材性质选择磷化处理的类型,从而获得高质量的磷化膜。另外,要保证除油、磷化后的清洗质量,避免因有微量电解质残留在钢材表面而影响车身的防腐性能。
4.2 漆膜厚度
漆膜起泡变形时产生的内应力越大,漆膜的耐腐蚀性越差。漆膜起泡变形时产生的内应力与漆膜厚度的关系如下。
F挠度∝1/Ea2
式中,E为杨氏模量;a为漆膜厚度。
从上式可以看出,漆膜变形时产生的内应力与漆膜厚度成反比,因此提高漆膜厚度可减小漆膜变形产生的内应力、提高漆膜电阻(降低电化学腐蚀产生的程度),使漆膜的耐腐蚀性增高。
车身漆膜厚度对划线腐蚀宽度的影响见表4。
从表4可以看出,漆膜越厚,耐腐蚀性能越好,但需要注意的是,抗石击和附着力等性能会同时降低。因此综合考虑的结果是,现在乘用车车身涂膜厚度的要求为90~120μm(一般不超过150μm)。
4.3 被涂底材
从表3的试验结果看,不同底材抵抗腐蚀的能力是不同的。镀锌钢板表面的镀锌层一方面可以阻隔腐蚀环境与钢板的直接接触,另一方面镀锌层在钢板表面形成的腐蚀产物中的氧化锌、氢氧化锌和二氯化锌等也能起到屏蔽作用,从而可以阻止腐蚀进一步发展;最主要的是,锌的电极电位较铁负,属于阳极性镀层,对钢铁基体具有牺牲阳极的保护作用。
热镀锌合金钢板经合金化退火处理后获得的Zn-Fe合金镀层钢板表面有一层较厚的、很致密的、不溶于水的非活性氧化膜,能阻止氧化进一步发生。故在易受石子击打的部位使用热镀锌钢板,既能提高车身的耐腐蚀性能,又可降低生产成本(与电镀锌相比),因此具有较好的应用前景。
由于镀锌板的耐腐蚀性能优于冷轧板,因此进行整车设计时,可以考虑在车门和发动机舱盖等易被划伤、受腐蚀的部位采用镀锌钢板。
4.4 涂装材料
腐蚀试验 第2篇
4.13.1.1 ノギス：
精度は0.02mm 4.13.1.2 加熱乾燥箱： 温度コントロ-る感度±2℃ 4.13.1.3 乾燥器
4.13.1.4 2A12硬アルミ板：化学成分はGB/T3190の指示に符合する事、サンプル接触す
る面粗さはRa 1.6μm.4.13.1.5 0番のガ-ゼ-4.13.1.6 セラミック皿 4.13.2試験ステップ
4.13.2.1 50ｍｍ×20ｍｍサンプル ３枚準備する
4.13.2.2 サンプルを環境温度100℃±2℃の加熱乾燥箱に１ｈ放置、乾燥器に移し室温迄
冷却する。
4.13.2.3 硬アルミ板をサンプル面と当たって、試験前時、0番のガ-ゼ-にて平らまで磨く 4.13.2.4 サンプル品及び硬アルミ板の表面に脱脂綿で溶剤油（GB1922の内容に符合する溶剤油）をつけて綺麗に拭く、処置後の表面は指で接触する事を避けること
4.13.2.5 サンプルを２枚の硬アルミ板の中に鋏み、クランプでしっかりきつく鋏み、加
熱乾燥箱に入れる
4.13.2.６ 加熱乾燥箱内に蒸留水を盛り込んだセラミック皿を入れる、試験をやる過程時、蒸留水はなくなるまではいけないこと
4.13.2.７ 試験温度は70℃±2℃、時間は24ｈをキ－プする、試験時、加熱乾燥箱の通気
穴を半分開けること 44.13.2.8 24ｈ後、硬アルミ板を乾燥箱から出して、室温迄冷却する。クランプを緩めて、硬アルミ板を開けて、サンプルを取り外す。脱脂綿で溶剤油（GB1922の内容に符合する溶剤油）をつけて硬アルミ表面を綺麗に拭く、4.13.3結果判定
肉眼で観察して、二枚の硬アルミ板が接触する表面及び周辺はむらがない、サンプルは層の剥離が無ければ、即ち、腐食がないことです。
三組の硬アルミ板表面及び周辺は全て腐食が無ければ、今度の試験結果は腐食がないことです。もしも、ひと組かひと組以上では 硬いアルミ板の表面及び周辺に腐食を発生したら、今度の試験結果は腐食があること判定できる。
喷气燃料腐蚀试验快速检测研究 第3篇
一、腐蚀快速检测及结果评定研究现状
1.标准腐蚀试验方法
液体燃料腐蚀试验是直接用金属片检查液体燃料对金属有无腐蚀性,它是检查液体燃料中游离硫和活性硫化物的定性试验方法。腐蚀试验原理相同,均以磨光、洗净、晾干的金属片浸入定量的试油中,在规定的温度下保持一段时间后,取出金属片进行洗涤,并与腐蚀标准色板或未试验金属片比较,观察金属片的颜色变化,判断有无腐蚀性。腐蚀试验主要有铜片腐蚀、银片腐蚀试验。对喷气燃料而言根据GB/T5096的规定,铜片腐蚀试验条件为试油30ml,温度100℃,试验时间2h;目前国内外一些发动机燃油泵采用镀银附件,以改善其抗磨性能,延长使用时间,因此喷气燃料还需要进行银片腐蚀试验,根据SH/T0023-90的规定,试验条件为试油250ml,温度50℃,试验时间4h。
由于标准腐蚀试验时间长,结果评定以肉眼观测金属片的腐蚀程度确定腐蚀级别存在人为误差,因此展开了腐蚀试验的快速检测研究及结果评定方式改进的研究。目前主要的研究方法有原电池法、电解池法、微波加热法、图像处理法、阻抗谱法。其中前三种方法是针对喷气燃料的银片腐蚀,图像处理法是对腐蚀的结果评定方式进行改进,阻抗谱法目前主要用于对铜片腐蚀快速检测进行研究。
2.原电池法
在不对仪器做改进的情况下可通过调整试验温度,并调整循环水流速至最佳状态,使腐蚀性物质(主要是活性硫化物)与试验银片维持合适的作用时间,同时将p H值调整至较低,增加体系中盐的浓度,选择一种物质使之与银片构成原电池等措施来加速银片的腐蚀。
基于原电池的原理,通过选择元素周期表中银后面的金属或惰性电极(选择铂、金、石墨)作为阴极与银片作为阳极构成原电池,在将试验温度提升到80±1℃时,能在50分钟内得到判断结果。油料部基于此研究颁布了喷气燃料银片腐蚀原电池快速实验法,该方法的过程如下:取250ml试油,将连有电极的打磨好的银片放入腐蚀测定仪中,水浴温度控制在80±1℃,调节水流数度为510ml/min,50分钟后,根据银片表面颜色变化评定腐蚀级别,该方法有效地缩短了银片腐蚀实验的时间。
3.电解池法
基于点解池的原理,研究温度、电压和溶剂对银片腐蚀速度的影响,并通过试验探索得出试油中加入试油体积30%的极性溶剂无水乙醇,增强整个测定体系的极性和导电能力,在外加直流15V电压,水浴温度50±1℃时可显著加速银片腐蚀的速度,可将腐蚀试验缩短至40分钟左右。油料部基于此研究颁布了喷气燃料银片腐蚀电解池快速试验法。该方法的过程如下:在研制的专用仪器上,将金属浴温度控制在50±1℃,将两块银片打磨后放入加有(15±0.1)V的电极上,浸入到10ml试油和3ml无水乙醇的混合液中,试验30分钟后,通过腐蚀严重的银片表面颜色变化评定腐蚀级别。
4.微波法
通过在喷气燃料样品中添加微波吸收剂的方式,将微波加热技术应用于对喷气燃料的加热过程,显著地缩短了喷气燃料腐蚀试验的时间。该方法的基本原理是在微波中加速体系的升温过程,由于喷气燃料本身主要为非极性的烃类物质,通过选择合适的极性微波吸收剂二缩三乙二醇,加速腐蚀的过程,缩短腐蚀实验的时间至10分钟得出腐蚀评级。试验过程主要是将一定量的试油及试油量12%的二缩三乙二醇倒入带磨口的玻璃瓶,将微波炉调至中火力,10分钟后通过银片表面颜色变化确定腐蚀级别。
5.图像处理法
针对腐蚀评级以肉眼的方式进行,通过将数字图像处理技术应用于对铜片、银片腐蚀结果的评价中,该方法的原理是将标准比色板的腐蚀级别通过拍照的方式,应用数字图像处理技术,将整个比色板的色板信息作为标准数据库,对于测得的腐蚀结果,也采取拍照的方式,将腐蚀后的表面与标准数据库进行比对,由系统自动评级,得出腐蚀级别。该法在照片质量好的前提下能有效避免常规的通过人眼确定腐蚀级别的不确定性,使得评价结果更加客观、合理。此法仅对评价结果进行改变,没有对快速检测进行研究。
6.阻抗谱法
一种更为灵敏的检测方式——阻抗系统应用于喷气燃料铜片腐蚀试验的腐蚀程度和速率的检测,从而得到更为快速和准确的判断结果,且对腐蚀全过程进行监控,能够实时观测腐蚀情况变化。该法的基本原理和试验方法是根据阻抗的原理,自主研发喷气燃料腐蚀性阻抗谱快速检测仪,同时基于印刷版电路技术,设计平面叉指式腐蚀传感器,选择合适的温度和外加直流电压的方式,加速腐蚀的过程,将检测到的阻抗数字化表示,得出检测信号与腐蚀变化的关系,得出的结果与标准的腐蚀试验结果相关性好,基本证实了该技术的可行性。
二、小结及比较
从以上的研究及其成果可以得出对于喷气燃料腐蚀试验的改进主要是通过加强反应条件来加速样品的腐蚀,以及应用新的检测方式,实现腐蚀的快速检测,以更快地得到腐蚀判断结果,还有部分研究对实验结果评价方式进行改进,如表1所示。
具体来说原电池法、电解池法及微波法都是通过选择合适的溶剂,改变外在的实验条件,通过不同的方式(构成原电池、电解池,加入微波吸收剂)加速腐蚀的过程,从而缩短腐蚀试验的时间,达到快速检测的目的,但都没有从检测原理入手,仅仅是采取一系列的加速腐蚀过程的手段,不能对腐蚀的过程进行监控,且由于没能从根本上改变检测方式,所以对于腐蚀结果的评价依然依赖于对金属片进行后续处理后通过目测与标准比色板进行比对得出腐蚀评级。
图像处理法应用于对腐蚀结果评定的改进中,在照片质量好的情况下能够有效地对腐蚀结果进行评级,克服人为评定尤其是腐蚀较严重时,级别难以判定时的误差,但该法仅对评定结果进行改进,且对图片本身质量要求高,不适用于所有的环境中。
阻抗谱法从检测技术入手,提出一种新的检测方式,将阻抗技术用于腐蚀快速检测,该方法从检测原理入手,改变以往的仅从加快腐蚀过程的角度出发,提出新的腐蚀测定方法,且结果以数据的形式表达,能够从根本上改变以往的腐蚀评级后续操作繁琐,且能对腐蚀过程进行监控,是一种新的有效的检测手段,但目前仅证实了该技术的可行性。
三、腐蚀快速检测技术发展展望
针对腐蚀试验的快速检测来说,对于一套完整的快速试验方案,要从检测方式入手,以缩短试验时间和简化评价方式为目的,对整个完整的体系进行合理设计,实现腐蚀的快速检测。
对于缩短试验时间方面,传统的方式是通过加溶剂、选择合适的温度等加速腐蚀的过程,新的腐蚀快速试验方案在传统的加速腐蚀过程的基础上,从改变检测方式入手,新的检测方式应能够提取腐蚀的微小变化将之转化为合理的测量量,从而能够更灵敏地检测腐蚀变化。如将阻抗谱技术应用于腐蚀的快速检测,能够更为灵敏地提取腐蚀特征信息,将腐蚀变化转换为阻抗的变化,通过对电路进行合理地设计将阻抗变化转化为对电压的测量,不仅能对腐蚀的结果进行评价,还可以监控腐蚀的变化。
生物柴油腐蚀性试验研究 第4篇
生物柴油的腐蚀性是主要指生物柴油对金属的腐蚀作用[3]。生物柴油含有一些腐蚀性的成分,对发动机的金属部件影响作用很大,所以有必要对其进行研究分析。表1列举了生物柴油A(以地沟油为原料)、生物柴油B(以菜籽油为原料)和0#柴油的部分理化性质。试验以这三种油样为测试对象,通过一系列试验对比,研究分析生物柴油的腐蚀性。
1 生物柴油铜片腐蚀试验及分析
试验仪器: SYD-5096A型铜片腐蚀试验器;标准紫铜试片(纯度大于99.9%)尺寸规格:75 mm×12.5 mm×2 mm;分析纯的石油醚(90～120 ℃);65 μm(240粒度)碳化硅砂纸;药用脱脂棉;标准比色板
试验过程:按照国标GB/T 5096规定试验步骤,打开仪器,将浴液温度设置在50 ℃,加温浴液。分别量取一定体积的三种油样放入标有刻线的特定试管中。将铜片打磨洗涤后,擦拭干净浸没在油样中,用带孔胶塞堵上试管。当浴温达到试验规定时,将装有油样和铜片的试管置于50 ℃的浴箱中。保持浴温,3 h 后取出铜片,经洗涤后与腐蚀标准色板进行比较,确定腐蚀等级。
结果:两种生物柴油的腐蚀等级均高于0#柴油,两种生物柴油腐蚀等级也不相同(见表2)。其中,生物柴油A的腐蚀等级不符合国家规定标准;生物柴油B腐蚀等级满足国家标准。由试验可知,生物柴油具有一定的腐蚀性。而生物柴油中的硫元素、硫化物和脂肪酸等物质都会对金属造成腐蚀,所以有必要研究其组分对腐蚀性的影响。
2 生物柴油硫含量测定
试验仪器:JH010702石油产品硫含量测定仪;分析天平;石油醚:分析纯;标准正庚烷;3%的碳酸钠水溶液;0.05 N的盐酸溶液;指示剂:0.2%溴甲酚绿乙醇溶液和0.2%甲基红乙醇溶液(体积比5:1)混合溶液;生物柴油A;生物柴油B;0#柴油。
试验过程:按照国标GB/T380-77要求,取试样4～5 mL,注入清洁、干燥的灯中,然后调整灯芯和火焰高度。随后把灯熄灭,用灯罩将灯盖上,在分析天平上称量,称准至0.0004 g;依照同样的方法将试样装入第二个灯中;将标准正庚烷装入做空白试验的第三个灯中。往吸收器装入洗涤过的玻璃珠约达2/3高度,准确的注入0.3%碳酸钠溶液10 mL,注入蒸馏水10 mL。开动水流泵,将所有灯点燃后,然后放在各烟道的下面。待试样燃尽后将灯熄灭,盖上灯罩,经过3～5 min后,关闭水流泵。用蒸馏水喷射洗涤液滴收集器、烟道及收集器上部后,将其收集于曾在其中用0.3%碳酸钠溶液吸收二氧化硫的吸收器中。在吸收器中加入1～2滴指示剂,以0.05 N的盐酸溶液进行滴定,直至溶液变红为止。用分析天平称量燃烧后灯的质量。最后将测量数据代入公式计算试样的硫含量。
结果:生物柴油A和生物柴油B的硫含量均低于国家标准,并且两种生物柴油的硫含量都比0#柴油要低(见表3)。
生物柴油在生产制备过程中都进行了脱硫,但仍会留下并且生成一定的硫元素和硫化物,而这些物质都会对铜等金属造成腐蚀[2]。因此,一定要严格控制生物柴油的生产过程,提高工艺水平,降低硫含量。
虽然两种生物柴油的硫含量都低于0#柴油,但腐蚀等级却高于0#柴油。因此,硫元素及硫化物虽然对金属腐蚀有影响,但并不是唯一因素。还要对其他因素进行分析。
3 生物柴油水溶性酸碱测定
试验仪器:SYD-259型石油产品水溶性酸及碱试验器。
试验步骤:按照国标GB/T 259《石油产品水溶性酸及碱测定法》的规定,将50 mL试样与50 mL蒸馏水放入分液漏斗,加热至50～60 ℃。将分液漏斗中的试验溶液,轻轻地摇动5 min,不允许乳化。放出澄清后下部的水层经滤纸过滤后,滤入锥形烧瓶中。向烧杯中注入30～50 mL抽提物,电极进入深度为10～12 mm,按酸度计使用要求测定pH值。根据pH值范围确定试样抽提物水溶液中有无水溶性酸或碱。
试验结果:两种生物柴油水溶性酸pH值低于0#柴油,其中生物柴油A水溶液呈弱酸性,生物柴油B水溶液无酸碱性(见表4)。水溶性酸碱对金属有强烈腐蚀,因此,在生物柴油的生产、储存和运输过程中要严加控制。
生物柴油的主要成分是脂肪酸甲酯[5]。因此,在生物柴油的生产过程中,会产生一定量的不饱和脂肪酸,而其中的低级脂肪酸易溶于水,也会使生物柴油水溶液pH值降低。另一个用来衡量油品中酸性物质含量的指标是酸度,它是游离脂肪酸含量的标志。生物柴油脂肪酸含量高,酸值较大(见表1),会对金属产生腐蚀。所以,生物柴油中的脂肪酸是造成金属腐蚀的重要因素。
4 结 论
(1)生物柴油对铜片有腐蚀作用,不同原料的生物柴油对铜片腐蚀的等级不同。以地沟油为原料的生物柴油腐蚀等级为2a,超过了国标对生物柴油铜片腐蚀不大于1级的要求;以菜籽油为原料的生物柴油对铜片腐蚀为1级,符合国家标准。
(2)以地沟油和菜籽油为原料的两种生物柴油的硫含量都低于0#柴油,符合国家标准,并且生物柴油中的硫元素和硫化物对金属有一定的腐蚀作用。
(3)以地沟油为原料的生物柴油的水溶性酸呈弱酸性,以菜籽油为原料的生物柴油水溶液无酸碱性,并且生物柴油的酸值高于0#柴油,所以生物柴油中的脂肪酸是造成金属严重腐蚀的主要原因。
参考文献
[1]毕良武,赵振东,李冬梅,等.生物柴油稳定性及稳定剂研究进展,生物质化学工程[J].2006,40(6):43-47.
[2]方芳,余剑,曾虹燕.生物柴油的研究与应用[J].交通环保,2004,25(5):45-47.
[3]陈飞,苏有勇,王华,等.生物柴油对金属铜的腐蚀性研究[J].中国油脂[J].2010,35(11).
[4]刘信阳,脊立红,钟远利.硫化物对石油产品铜片腐蚀影响[J].后勤工程学院学[J].2006(1):68-71.
铝合金加速腐蚀试验的研究 第5篇
实验室加速试验是为了研究材料大气腐蚀主要影响因素相互作用规律及机理、快速评价材料的耐蚀性、预测长期腐蚀行为和使用寿命而发展起来的。越来越受到重视而且发展迅速, 现在已由连续盐雾试验发展到了循环盐雾试验, 并且试验条件已从早期的单一控制发展到要求能够控制8种到14种[2]。
本研究是根据分析海洋大气环境下, 影响2024铝合金材料腐蚀的显著性气象因子, 如高温、高湿, 以及Cl-、SO2、NO2、雨水的p H值等, 而制定室内加速模拟腐蚀试验方案, 进行加速腐蚀试验, 分析腐蚀失重试验结果, 对加速试验方案的模拟性和加速性进行评价。
1 试验方法
(1) 试验条件
试样材料为2024铝合金, 先清洗脱脂, 然后乙醇脱水, 再放置干燥24h后, 称其质量, 精确度为0.1mg。
试验设备:循环盐雾腐蚀试验箱, 喷雾介质:质量分数为5%的Na Cl溶液, p H约值为6.5~7.2。
将试样放置于循环盐雾腐蚀试验箱中, 进行加速腐蚀试验, 试验过程为:盐雾 (5%Na Cl溶液, 35℃, 6h) →干燥 (60℃, <35 RH, 3h) →湿热 (60℃, >95RH, 6h) →干燥 (60℃, <35 RH, 3h) →浸渍 (室温, 6h) →冲洗。
浸渍溶液为以下3种: (NH4) 2SO4溶液 (浓度为0.01mol/L) 、Na HSO3溶液 (浓度为0.01mol/L) 、 (NH4) 2SO4溶液和Na HSO3溶液。
取样:从试样刚出现腐蚀产物时开始取样, 每次取3块;经过几个周期后, 当试样表面腐蚀产物增多时再取一次, 依次类推, 一直到试样表面腐蚀严重, 停止试验。
(2) 腐蚀失重计算
试验过程中取出的试样, 要先进行试样表面腐蚀产物的清除, 其目的是为了准确计算试样腐蚀后的质量损失。去除腐蚀产物过程:先将试样放置于70% (质量分数) 的硝酸溶液中, 浸渍时间为10min, 然后取出, 先在自来水中反复冲洗3~4次, 然后再用蒸馏水冲洗2次, 再用乙醇脱水, 最后用热风干燥 (50℃) , 待冷却后, 称其质量, 取精确度为0.1mg。然后用失重法计算试验腐蚀失重。
2 结果与讨论
根据试验结果, 绘制经3种不同浸渍溶液的腐蚀后的质量损失与试验时间曲线。3种不同浸渍溶液的腐蚀后的质量损失与试验时间变化关系。
从图中曲线可看出:浸渍溶液为 (NH4) 2SO4循环盐雾试验, 对2024铝合金材料的腐蚀不是太明显, 远远小于其它另外两种浸渍溶液的试验所产生的腐蚀。浸渍溶液为Na HSO3和
(NH4) 2SO4+Na HSO3的环盐雾试验, 对2024铝合金材料的腐蚀较为严重, 而且随着试验周期的延长, 腐蚀速率 (斜率) 不断增加, 基本上呈线形增加趋势, 说明试样表面产生的腐蚀产物没有起到阻滞腐蚀的作用, 可以看出, 腐蚀速率基本恒定, 证明腐蚀产物不具有保护性。循环盐雾结合 (NH4) 2SO4+Na HSO3溶液浸渍试验, 对2024铝合金材料腐蚀具有好的加速性, 加速倍率较高。
3 结论
(1) 根据海洋大气环境下影响铝合金材料腐蚀的显著气象因子制定的盐雾/干燥/湿热/干燥/浸渍 ( (NH4) 2SO4+Na HSO3溶液) 复合循环加速腐蚀试验对于2024铝合金材料的腐蚀具有很好的加速性。
(2) 浸渍溶液为 (NH4) 2SO4+Na HSO3的循环腐蚀试验, 随试验周期的延长, 腐蚀速率基本随时间呈线形增加的趋势, 而且腐蚀速率基本恒定, 表明形成的腐蚀产物并没有起到阻滞腐蚀的作用, 腐蚀产物不具有保护性。
摘要：根据影响铝合金材料大气腐蚀的环境显著性因子, 制定盐雾∕干燥∕湿热∕干燥∕浸渍复合循环加速腐蚀试验方案, 进行2024铝合金实验室加速腐蚀试验, 对其试验结果进行腐蚀失重规律分析。结果表明, 该加速腐蚀试验方案对2024铝合金的腐蚀具有很好的模拟性和加速性。
关键词：2024铝合金,大气暴露试验,加速腐蚀试验
参考文献
[1]刘明, 张晓云, 陆峰.LC4CS铝合金大气腐蚀模拟加速实验方法的研究[J].腐蚀科学与防护技术, 2005, 17 (4) :271-274.
腐蚀试验 第6篇
在石油和天然气开采过程中, 油套管处于井下气、水、烃、固体颗粒多相流和高温或高压环境下, 受CO2腐蚀严重, 从而会缩短油气井的寿命。目前, 对油田CO2腐蚀机理的研究方法主要有现场挂片和室内模拟试验两种。前者受环境因素的影响较大, 试验结果分散, 重现性差, 且周期较长, 挂片容易失落;后者则需精确模拟实际介质、环境或特定的介质条件。目前, 常用的CO2动态腐蚀仪为反应釜试验装置, 具有设备简单、价格低、测试用液量小、试验周期短等特点[1~5], 但难以控制介质的流动特性、不能准确地模拟实际工况, 无法得到准确的管道腐蚀数据。为此, 本工作将井下抽油泵的生产工况和实际油套管柱结构结合起来, 研制了一种井下CO2腐蚀动态模拟试验装置, 模拟井下油套环空及泵吸入口附近流体的流动状态;通过与Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜及现场挂片腐蚀对比, 试验验证了其合理性、稳定性以及可靠性。
1 模拟试验装置的构成及特色
1.1 组成结构
图1为试验装置构成。试验装置主要由循环回路系统、控制系统两部分组成。循环回路系统主要由单活塞柱塞泵、高压双层软管、主立管、筛管、油管、缓冲容器等构成;其中筛管和油管安装在主立管内, 主立管由若干立管单体连接而成, 每一个根立管单体内均设计有安装试样的试样槽。控制系统主要是由分压阀、压力表和温度控制调节器组成, 通过调节分压阀和温度控制调节器来控制系统中CO2分压和温度, 实现不同腐蚀条件的控制。装置采用了与现场油套环空结构及尺寸一致的管柱组合, 结合单活塞柱塞泵间歇性的输液方式, 真实模拟采油过程中井下流体的流动状态。腐蚀介质与试样间的相对运动方式采用管流式, 将试样嵌在立管单体内的聚四氟乙烯衬套凹槽内, 使试样内表面与管道内表面平齐, 保证试样在流体介质中仅受切向力的作用, 模拟套管内的腐蚀状态。为了避免流体扰动造成较大的误差, 在缓冲容器内设置了阻流隔板, 消除流体在泵送过程中产生的漩涡, 模拟地层流体进入井筒的层流流动状态。
试验完成之后, 可观察到筛管孔眼、油管、试样的腐蚀状况, 根据需要可对抽油泵吸入口处、动液面和筛管以下等处试样进行相关的测试分析。整个试验过程完全可控, 保证了试验的有效性和可靠性。
1.2 主要技术参数
柱塞式计量泵型号为J-DR2400, 试环尺寸为φ (外) 139.7 mm×φ (内) 124.3 mm×16.0 mm;模拟油管尺寸为φ (外) 73 mm×φ (内) 62 mm;模拟套管尺寸为φ (外) 219.0 mm×φ (内) 124.3 mm;模拟筛管尺寸为φ (外) 73mm×φ (内) 62 mm;聚四氟衬套尺寸为φ) (外) 152.5mm×φ (内) 124.3 mm×59.5 mm;工作温度为0~120℃, 压力为0~2.5 MPa, 流速为0~5 m/s。
1.3 特色
传统的CO2动态腐蚀模拟试验装置主要存在以下不足:
(1) 室内模拟的试验环境与井下实际工况相差较大, 如旋转反应釜模拟试验装置中的流态与实际工况存在明显差异, 试验结果与现场油套管柱的实际腐蚀类型和程度差别较大;
(2) 试样与流体间的相对流速一般较低, 且难以控制。旋转反应釜搅拌时, 给流体施加一个离心力, 使得其流经试样表面时既有环向运动, 又有径向运动, 无法真实模拟腐蚀介质在管道中的流态;
(3) 试样通常安装在转盘或者圆筒上, 旋转的过程中, 试样的多个面都受到流体冲蚀, 每个面的腐蚀情况不同, 同时试样对流场起到干扰作用, 与实际情况不吻合, 试验结果的可靠性差;
(4) 不能同时测量井下不同位置的腐蚀状态。
针对以上问题, 研制的试验装置通过以下方法来解决:
(1) 采用单活塞柱塞泵模拟抽油泵非连续性的输液方式, 实现泵吸入口附近及油套环空中流体的流动状态与现场保持一致;
(2) 采用与现场尺寸一致的油套管柱结构以及管流法, 使反应介质流经试样表面, 并且通过调节泵的排量来改变环空中流体的流速和流态;
(3) 为防止发生电偶腐蚀, 克服试样对流体的阻碍作用, 在立管单体内壁上设置有聚四氟乙烯衬套凹槽, 使试样的内表面与管道内表面平齐, 模拟了现场工况下流体流经试样表面时仅受切向力的作用, 模拟了套管内腐蚀的状况;
(4) 主立管由若干立管单体叠加而成, 通过调节立管单体的位置来研究井下不同部位的腐蚀状况, 且一次试验能测定动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近、筛管以下等不同位置的腐蚀状况, 可以进行横纵向比较。
1.4 功能
研制的模拟试验装置可以实现以下功能:
(1) 通过不同温度或CO2分压下CO2腐蚀试验, 确定温度或CO2分压对CO2腐蚀速率的影响, 从而确定腐蚀严重部位, 进行重点监测和防护;
(2) 通过不同流速下CO2腐蚀试验, 确定流速对腐蚀速率的影响, 实现腐蚀性流体的冲蚀过程, 从而为工艺条件设计提供参考数据;
(3) 可以评价油田常用的J55, N80, P110, L80, 3Cr, 9Cr, 19Cr等套管在CO2腐蚀环境中的耐腐蚀性, 为油田套管选材提供图版依据;
(4) 同一条件下同时测定动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近以及筛管以下等不同位置的腐蚀速率及腐蚀状况;
(5) 通过缓蚀条件下的腐蚀试验, 来确定现场使用的缓蚀剂类型和用量, 评定缓蚀剂的性能。
2 模拟及现场挂片腐蚀
2.1 腐蚀条件及过程
(1) 现场条件某油田油井 (X6井) 日产液量为15~30 m3/d, 井口CO2分压为0.1~0.2 MPa, 套管腐蚀穿孔位置温度为60~80℃。N80套管钢化学成分 (质量分数) :0.240%C, 0.220%Si, 1.190%Mn, 0.013%P, 0.004%S, 0.036%Cr, 0.021%Mo, 0.028%Ni, 0.006%Nb, 0.017%V, 0.110%Ti, 0.019%Cu。油层采出水为Ca Cl2型, 总矿化度为29 255.9 g/L, 含16 995.1 g/L Cl-, 469.9 g/L HCO3-, 547.4 g/L SO42-, 110.3 g/L Mg2+, 837.6 g/L Ca2+, 10 295.7 g/L (Na++K+) , 85.0 g/L总铁;采出水p H值为6.0。
(2) 井下CO2动态腐蚀模拟腐蚀温度为60, 70, 80℃;CO2分压为0.10, 0.15, 0.20 MPa, 日产液量为15, 20, 25, 30 m3/d, 对应的流速为0.021, 0.029, 0.036, 0.044 m/s。试样为 (外) 139.7 mm× (内) 124.3 mm×16.0 mm的1/4圆弧N80钢挂片。试验前用砂纸逐级打磨至1 000号, 用丙酮、无水乙醇清洗除油脱水;为消除与聚四氟乙烯间的缝隙腐蚀影响, 用30%硝酸60℃钝化1 h, 干燥;用电子天平测量质量 (精确至0.000 1 g) , 置于干燥皿中备用。试验时, 用1 000号金相砂纸研磨掉试样表面的钝化膜, 安放到试样槽中, 使试样工作面与上下管柱面平齐, 垫上聚四氟乙烯垫片, 连接并封固好法兰。打开加液阀, 启动电机和泵, 注入油田采出水至动液面附近后, 关闭加液阀, 通入高纯 (99.9%) CO22 h除去安装试样过程中混入的氧气。升高温度, 调整CO2压力阀和泵的排量, 使装置内的压力值 (忽略试验过程中水蒸气压力的影响) 和流速达到设计值, 试验周期为15 d。
(3) Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜腐蚀试验方法参考文献[6]:试材为30 mm×15 mm×4 mm N80钢, 用砂纸逐级打磨至1 000号, 测量尺寸, 用丙酮和无水乙醇除油清洗, 吹干后用电子天平称重 (精确到0.000 1 g) ;安装试验挂片后, 向釜内加入地层采出水, 加盖密封, 并通入高纯氮气除氧1.5 h之后, 升温、加压, 调节旋转装置, 分别模拟温度为60, 70, 80℃, CO2分压为0.10, 0.15, 0.20 Mpa, 液相介质流速为0.021, 0.029, 0.036, 0.044 m/s条件下动液面至泵之间油套环空套管的腐蚀。
(4) X6井现场挂片X6井深2 017.0 m, 生产过程中动液面位置为1 602.0 m, 地温梯度为2.96℃/100 m, 抽油泵悬挂深度为1 704.5 m, 泵吸入口深度为1 710.5~1 712.5m, 泵长6.0 m, 筛管长度为2.0m;套管钢材质为N80, 现场挂片安装结构见图2, 时间为15 d。
2.2 腐蚀结果分析
按照NACE Standard RP 0775-2005与B/T 7901-2001处理腐蚀试样, 采用失重法计算抽油泵吸入口处等不同位置的套管平均腐蚀速率。观察试样宏观腐蚀形貌, 采用Nova Nano SEM 450型场发射扫描电镜 (SEM) 观察腐蚀产物膜的微观形貌。
3 结果与讨论
表1、表2为井下CO2动态腐蚀模拟装置及Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜中不同条件下套管的腐蚀速率。
由表1可以看出:井下CO2动态腐蚀模拟试验装置可以同时测量井下动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近以及筛管以下5处试样的腐蚀状况, 井下抽油泵吸入口附近的腐蚀速率最大, 筛管以下和动液面以下次之, 动液面附近较小, 动液面以上挂片轻微腐蚀。由表2可以看出:Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜1次试验只能模拟测定井下特定位置套管的腐蚀状况, 效率低。表1, 2显示:2种试验装置在现场实际工况条件下所测得试样的腐蚀速率都随温度、CO2分压、流速的增大而增大, 这与文献[7~9]相符合。
表3为X6井现场挂片试验结果。从表3可以看出:井下不同位置的挂片腐蚀程度不同, 动液面以上挂片表面较为平整, 腐蚀较轻微;动液面附近挂片在腐蚀流体间歇性的冲蚀下, 仅有少量疏松的腐蚀产物附着在挂片的表面, 腐蚀程度较轻;随着深度的增加, 腐蚀程度加深, 挂片表面的腐蚀产物膜增厚, 并且在流体的冲刷下, 局部腐蚀产物膜被剥离了挂片表面, 呈现出局部腐蚀形貌, 腐蚀较为严重;泵吸入口处挂片的腐蚀程度最大, 腐蚀产物膜厚并且成块状的从挂片表面脱落, 挂片表面呈现出许多形貌各异, 大大小小的腐蚀坑, 腐蚀穿透率高, 速度快, 酸洗时明显可以看到有大量的气泡产生, 而且腐蚀产物绝大部分都溶解于酸中, 酸洗后挂片表面有明显的腐蚀坑形貌, 说明该油田主要是以CO2腐蚀为主, 这与室内井下CO2动态腐蚀模拟试验装置的试验结果相一致。
注:地温梯度为2.96℃/m, 地面平均温度为20℃, CO2分压为0.20MPa, 日产液量为20 m3/d。
比较表1~表3可知:研制的井下动态腐蚀试验装置的试验结果与现场挂片试验结果更接近, 说明该试验装置设计合理, 能完全模拟现场工况下油套管腐蚀状况, 可为井下动态腐蚀试验及相关机理的研究提供新的测试手段;同时试验运行结果表明该试验装置运行平稳、安全、操作简单, 具有良好的应用前景。
图3为不同装置模拟腐蚀泵吸入口附近及挂片腐蚀的腐蚀形貌, 其中井下CO2动态腐蚀模拟试验和Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜试验的温度均为70℃, 压力均为0.2 MPa, 前者日产液量20 m3/d, 后者液相介质流速为0.029 m/s。从图3可以看出:井下CO2动态腐蚀模拟试验装置泵吸入口测试试样具有明显的冲蚀形貌, 存在腐蚀坑, 并且以开放式蚀坑[6]为主, 腐蚀产物晶体颗粒较小并且相互堆垛在一起, 产物膜较疏松, 与X6井泵吸入口现场挂片表面腐蚀形貌相一致, 同时也与某油田现场取出的套管腐蚀形貌相一致, 都以CO2局部腐蚀为主, 也说明了流速和流态是造成现场泵吸入口附近套管腐蚀穿孔的主要原因;Corrtest Co.35MPa耐腐蚀高压釜试验挂片表面腐蚀产物膜在流体的冲刷下出现龟裂, 并且腐蚀产物晶体颗粒大小不一, 相互堆积在一起, 膜疏松而多孔, 对基体的保护性差, 在高浓度Cl-存在的情况下, 会促进基体点蚀、坑蚀的形成。
4 结论
研制的井下CO2动态腐蚀模拟试验装置结构合理, 性能稳定可靠, 操作简单方便, 能够充分模拟油井生产过程中流体的流动状态, 试验结果更真实可靠, 为研究不同温度、分压、流速等条件下井下CO2腐蚀机理及状态提供了新的测试手段和研究方法。
摘要：CO2腐蚀在石油行业中普遍而严重, 室内模拟试验难度大, 现有的动态腐蚀试验装置无法真实模拟井下流体的流动状态。研制了一种模拟性和实用性都较强的井下CO2动态腐蚀模拟试验装置。该试验装置不仅能够真实模拟井下油套环空及抽油泵吸入口附近腐蚀介质的流速和流态, 还能评价井下动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近、筛管以下等不同位置油套受温度、CO2分压、流速等因素控制下的腐蚀状态。结果表明:在现场工况条件下, 试样腐蚀速率随温度、CO2分压、流速的增大而增大, 与Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜试验结果一致, 并且较后者更接近于现场挂片试验结果;横向比较井下不同位置的腐蚀状况发现, 泵吸入口附近套管的腐蚀速率最大, 并且以局部腐蚀为主, 腐蚀形貌与现场套管腐蚀穿孔特征相吻合。该装置结构合理, 性能稳定, 为研究井下CO2腐蚀机理及影响因素提供了新的测试手段和研究方法, 具有很好的应用前景。
关键词：井下CO2腐蚀,模拟试验装置,工况条件,流动状态
参考文献
腐蚀试验 第7篇
近几年,ADSS光缆在实际线路运行过程中因电腐蚀出现的断缆事故越来越频繁,国内对该类事故的原因及解决方案的研究也越来越多[1,2,3]。为了了解ADSS光缆在广州沿海地区的潮湿以及污秽环境下的运行寿命和可靠性,以及给ADSS光缆断缆事故预防方案的制定提供有效的数据参考,我们按照IEEE P1222标准要求[4],同时结合广州电网中ADSS光缆断裂线路的具体情况,即光缆在实际运行中所承受的拉力以及所处的电场强度[5],对断缆事故现场的未受损ADSS光缆的耐电腐蚀试验进行了设计。根据文献[6]和[7]中的ADSS光缆盐雾试验原理,如图1a) 所示,我们在实验室中搭建了的ADSS光缆耐电腐蚀试验平台,如图1b) 所示。其中包括: a.拉力试验机,用于模拟ADSS光缆在实际线路的运行张力,试验采用液压传动系统,配有电子测力计,最大拉力值30 k N,精度3% ~ 5% 。b.盐雾试验箱,箱中设有两个喷雾点,开有一个通风口,同时箱内温度可控,盐水储存器容量60 L。c.变压器,用于试验加压,其额定容量为5 k VA,变比为1∶1 000。结合IEEE P1222和GB /T 18899—2002 ADSS光缆试验标准要求[8],根据接地端和高压端的距离计算出本试验中施加的电压应为25 k V。d.数据采集系统,试验前期,因泄漏电流较小可采用数字示波器采集数据,采样率为2. 5×109s- 1,带宽为200 ~ 500MHz,可直接观察放电电流波形及大小; 试验后期,当泄漏电流较大时,应改用数据采集卡采集数据,采集卡接在接地电阻两端直接与计算机相连,实时采集并记录光缆表面泄漏电流值。
本ADSS光缆耐电腐蚀试验具体过程如下:a.由于本次试验对象是现场运行的ADSS光缆( 相当于在实际现场运行15年的光缆) ,因此在试验中省去了1 000 h氙灯老化步骤,直接进行盐雾试验。将试验光缆水平置于拉力机上,使用夹紧装置将光缆夹紧。根据本试验光缆样品的直径( 15. 6 mm) 计算出其额定拉断力( RTS) 为79. 2 k N,运行张力为RTS的25% ,即19. 80 k N,我们以此设定了对试验光缆施加的运行拉力。拉力机采用加配重方式固定,并保证拉力恒定,即在实验期间适当的时间间隔( 约100 h) 内,通过观察拉力智能显示仪的示数对施加的拉力进行监控,确保其变化在规定张力±5%之内。b.将电极分别连接变压器高压输出端和接地端,电极两端之间距离为1 250 mm,电极采用高压导线,且应与光缆轴线垂直。c.将配制好的Na Cl溶液( 盐水) 倒入水箱中,水流量调至0. 4 L/h( 每立方米盐雾室容积) ,再调节喷雾装置,使喷头与试样轴线成45°,保持盐雾均匀喷洒,并保持喷射压力基本稳定,使箱内充满盐雾。d.拉紧光缆,并用纸巾或浸水毛巾擦净光缆表面,进行盐雾实验。启动喷雾后,试样光缆需承受1 000 h盐雾喷洒,同时对其施加25 k V工频电压,试验过程中保持电压不变。试验所用盐水不得循环使用,盐雾水箱容量60 L,在每连续100 h后中断,进行盐雾溶液补充,同时记录实验现象与数 据。试验每次 中断时间 不得超过15 min,中断时间不计算在试验的总时间内。
2 试验结果与分析
我们对耐电腐蚀试验后的试验光缆的腐蚀情况进行了检查: a.光缆表面整体粗糙,蚀坑较多,靠近两接地端电极约10 ~ 15 cm处均出现了明显腐蚀,靠近左侧接地端电极处腐蚀状况以横纹、裂痕为主,右侧接地端电极处腐蚀状况主要以树枝状纹路为主,如图2所示; 光缆中间靠近高压电极处底部两侧光缆外护套开裂,其中左侧较严重,蚀坑较大、很深,开裂现象明显,右侧呈龟裂状态,且有明显横纹; 光缆中部同样存在开裂状况,裂缝长且宽。通过测量发现蚀痕最大处深度为0. 65 mm,而试验光缆外护套厚度为1. 7 mm,未达到外护套厚度的50% 。b.光缆表面无燃烧现象,未出现燃烧痕迹。c.光缆内部无断裂损伤,外护套无击穿。
在耐电腐蚀试验过程中,我们对试验光缆的泄漏电流进行了统计,统计结果如表1所示。试验开始由于受到电晕影响,100 h时试验光缆的电流波动较大,但几乎没有放电情况; 从200 h开始试验光缆有局部放电,最大电流为14 m A; 从500 h开始试验光缆整体才有了频繁的放电情况; 在800 h时间段,试验光缆放电电流最大,达到20 m A; 其后直至试验结束放电情况都非常明显,泄漏电流也较大。在耐电腐蚀试验过程中,我们发现靠近接地端的试验光缆拉弧情况较为明显,光缆表面腐蚀较严重,这印证了文献[9]中的理论分析结果,即金具出口处电场强度畸变最严重,可高达10 k V/m,此时光缆极易发生电腐蚀。
根据IEEE P1222中ADSS光缆试验验收标准“耐电腐蚀试验结束后试验光缆表面应无击穿现象,若有蚀坑,最大蚀坑深度应小于外护套厚度的50% ”[10],该发生断缆事故现场的ADSS光缆外护套的耐电腐蚀性满足验收要求,质量合格。这表明该ADSS光缆在寿命期间( 长时间运行后) ,外护套即使受到环境污染、潮湿、污秽,以及泄漏电流产生的热量、干带电弧等影响,导致其表面聚合物结合力降低,出现蚀坑等电腐蚀现象,也不会对光缆的正常运行造成影响。但在光缆金具出口处,电场畸变造成的巨大电位差,与粗糙的光缆表面及交变感应电压相结合,为干带电弧放电创造了条件,加剧了放电,使得电腐蚀更强深,外护套在张力作用下开裂并露出芳纶纱,渐渐的外护套物理性能遭到破坏( 或熔化形成空洞状) ,发生击穿,最终导致光缆断缆事故的发生。这与对实际运行中ADSS光缆出现断缆现场的勘察结果相吻合,即断裂的部位基本都在金具出口处。对此,应该通过改善金具出口处的电场畸变来减小ADSS光缆的电腐蚀现象。
参考文献
[1]刘桂峰.谈ADSS自承式光缆的耐电腐蚀[J].山东电力高等专科学校学报,2000,3(3):53-54.
[2]王永超,年玉桂,蔡栋栋.ADSS光缆电腐蚀分析[J].科技信息,2009(9):749-750.
[3]刘江,张捷.ADSS光缆腐蚀断裂原因分析[J].内蒙古电力技术,2009,27(6):39-41.
[4]IEEE.IEEE P1222 Standard for all-dieletric selfsupporting fiber optic cable(ADSS)for use on overhead utility lines附录A[S].1997.
[5]黄俊华.ADSS光缆的机械特性[J].电力系统通信,2001,22(3):12-14.
[6]缪小明.ADSS光缆盐雾试验室建立与试验[J].光通信技术,2001(4):292-295.
[7]周俊礼,赵旻,严亚琦,等.ADSS光缆电腐蚀问题的浅析[J].光纤与电缆及其应用技术,2009(2):44-46.
[8]国家质量监督检验检疫总局.GB/T 18899—2002全介质自承式光缆[S].北京:中国标准出版社,2003.
[9]周一峰,陈清美.电场强度对ADSS光缆的影响[J].电力系统通信,2001,22(11):16-18.
透水性混凝土抗盐腐蚀性能试验研究 第8篇
混凝土是目前应用最广泛的建筑材料, 其耐久性是决定建筑结构物寿命的主要因素, 影响混凝土耐久性的因素较多, 其中, 最主要的因素为外部介质的腐蚀作用, 硫酸盐就是其中之一。混凝土在长期腐蚀作用下, 其结构性能劣化, 耐久性大大降低, 从而致使结构物提前发生破坏, 这已成为土木工程界研究的一个热点问题[1,2]。透水性混凝土是近年新兴的建筑材料, 它是由特定级配的集料、水泥、外加剂、增强剂和水等按特定比例和工艺制成的多孔混凝土, 由于该新型混凝土集强度与透水性于一体, 在工业与民用建筑、路面工程及园林工程中得到推广应用。在国内, 对于透水性混凝土材料的研究起步较晚, 除在集料配比、路面应用等方面外, 对于该材料的耐久性尤其是抗盐腐蚀性能研究较少。本文基于透水性混凝土一般结构模型, 试验研究了透水性混凝土的抗硫酸盐腐蚀性能及掺加外加剂后的抗硫酸盐腐蚀提高程度, 这对于透水性混凝土的实际应用具有重要的现实意义。
1室内试验
1.1 试验材料
本次混凝土抗腐蚀试验为混凝土抗硫酸盐腐蚀性能研究。
(1) 粗骨料:粒径为5~10mm单粒级石灰岩碎石;
(2) 水泥:山水牌42.5普通硅酸盐水泥;
(3) 矿渣微粉:S95 级高炉矿渣粉, 主要成分见表1;
(4) 粉煤灰:济南黄台电厂生产, 主要成分见表1;
(5) 水:普通自来水;
(6) 外加剂:氨基磺酸盐系高效减水剂, 用量以水泥用量的百分比表示。
1.2 外加矿物掺合料
据研究, 混凝土在加入适量矿物掺合料部分替代水泥时, 能够加强透水性混凝土的耐腐蚀性。我国应用比较广泛的矿物掺合料是粉煤灰、矿渣等[3,4,5]。因此, 本试验选用粉煤灰、矿渣微粉作为矿物掺合料部分替代水泥, 以不含有外加矿物的作为对照组。
根据之前研究, 随着矿物掺合料掺量增加, 混凝土强度降低。当矿物掺合料掺量占胶结材料大于10%时, 混凝土强度显著降低。因此, 采用10%的水泥替代量作为矿物掺合料的掺入量。
1.3 混凝土腐蚀性试验的配合比
试验试块分A、B、C共3 类:A组为常规类, 该类试块不加入矿物掺合料;B类为掺入粉煤灰等量替代10%水泥类, C类为掺入矿渣微粉等量替代10%水泥类。混凝土配合比设计参照已完成试验数据, 目标孔隙率为15%, 最佳水灰比W/C=0.36, 减水剂用量为水泥用量0.8%。具体配合比见表2。
1.4 试验过程
采用尺寸为100mm×100mm×100mm的立方体试件, 每组为3 个。试验内容及试验分组见表3。
本腐蚀试验采用室内试验, 室内试验加速腐蚀的方法主要是通过提高腐蚀溶液浓度、增加腐蚀溶液种类的方法。腐蚀溶液为Na2SO4和Mg SO4的混合溶液, 在混合溶液中, Na2SO4和Mg SO4的质量分数都为5%。用稀硫酸滴定, 使混合溶液PH=5~6。
试块标准养护28d后, A类、B类、C类分别取出1 组进行抗压强度测定, 即浸泡龄期0d抗压强度测定。其余各组分别置于清水和腐蚀溶液中。摆放试块时要上下层试块接触面错开, 同层试块侧面保留空隙, 保证试块均匀腐蚀。容器置于混凝土标准养护室中。
2试验结果分析
本次试验主要分析混凝土受到腐蚀后本身强度损失和按照新的配合比的混凝土对抗硫酸盐腐蚀的能力。
混凝土试块的立方体抗压强度按下式计算:
其中:
fc—试件抗压强度, MPa;
F—试件破坏时施加荷载的大小, k N;
A—承压面积, 0.01m2。
每组取3 个试块的算术平均值作为该组试块的强度值, 因试块尺寸采用100mm ×100mm ×100mm的非标准尺寸, 所以计算强度时要乘以折算系数0.95。同时测出相同配合比的混凝土试块在同一龄期, 进行腐蚀的试块强度和在清水中养护的试块强度。定义强度损失率按下式进行计算:
其中:
fc'u—腐蚀后的混凝土抗压强度, 分别取浸泡龄期30d、60d、120d的强度;
fcu—清水中未腐蚀的混凝土抗压强度。
2.1 混凝土腐蚀试验过程的宏观描述
由于本试验设计合理, 在较短时间内硫酸盐对混凝土的腐蚀相当严重, 表现在外观结构和强度。
2.2 混凝土腐蚀试验数据分析
(1) AS类试块 (常规混凝土腐蚀溶液浸泡) 和AW类试块 (常规混凝土清水浸泡) 试验数据详见表4 和图1 及图2。
通过图1 的AW类和AS类试块抗压强度对比可以看出:素透水性混凝土在清水中浸泡后, 其抗压强度随时间无明显变化, 基本维持在17MPa左右;而在硫酸盐中浸泡后, 其抗压强度随时间变化较大, 从图2 中可以看出, 其在120d内的强度损失率可达66%, 而且在浸泡前期, 其强度损失率变化较小, 60d后急剧增大, 其原因可归纳为以下2 点:
(a) 清水呈中性, 透水性混凝土浸泡其中, 在短期内不会发生任何化学反应, 因此不会影响透水性混凝土的强度。
(b) 硫酸盐溶液呈中性, 透水性混凝土浸泡其中, 将会发生如下反应:
2H++Ca (OH) 2+SO42-=Ca SO4 (微溶于水) +2H2O
由于生成Ca SO4微溶于水, 在短期内会形成一层保护膜, 透水性混凝土强度降低较慢, 但随着腐蚀作用的进行, 该保护膜逐渐脱落, 化学反应将更加迅速, 透水性混凝土中粘结料较少, 随着反应的进行, 结构变得疏松, 致使强度损失严重[6~7]。
(2) BS类试块 (掺入粉煤灰类混凝土腐蚀溶液浸泡) 和BW类试块 (掺入粉煤灰类混凝土清水浸泡) 试验数据详见表5 和图3 及图4。
通过图3 的BW类和BS类试块抗压强度对比可以看出:掺加粉煤灰后的透水性混凝土强度约为21MPa, 较素透水性混凝土有显著提高, 在清水中浸泡后, 其抗压强度随时间无明显变化, 表明在短期内水对掺加粉煤灰后的透水性混凝土无明显腐蚀作用;而在硫酸盐中浸泡后, 其抗压强度随浸泡时间变化较大, 从图4 中可以看出, 其在120d内的强度损失率约为37%。
(3) CS类试块 (掺入矿粉类混凝土腐蚀溶液浸泡) 和CW类试块 (掺入矿粉类混凝土清水浸泡) 试验数据详见表6 和图5 及图6。
通过图5 的CW类和CS类试块抗压强度对比可以看出:掺加矿渣微粉后的透水性混凝土强度约为19MPa, 在清水中浸泡后, 其抗压强度随浸泡时间亦无明显变化, 表明在短期内水对掺加矿渣微粉后的透水性混凝土无明显腐蚀作用;而在硫酸盐中浸泡后, 其抗压强度随浸泡时间变化较大, 从图6 中可以看出, 其在120d内的强度损失率约为44%。
(4) AS类、BS类和CS类试验抗压强度损失比较详见图7 和图8 所示。
通过图7、图8 的对比可以看出:加入外加剂后, 透水性混凝土强度得到明显提高, 而且在硫酸盐中浸泡后, 其抗压强度损失率较素透水性混凝土偏小, 分析其原因, 是由于粉煤灰和矿渣微粉的加入, 在二次水化作用下, 透水性混凝土骨料间的粘结性增强, 结构得到明显改善, 故其早期强度较高;粉煤灰和矿渣微粉的比表面积大, 吸附能力强, 其可以吸咐水泥中的碱并与碱发反应消耗其数量, 使得易受腐蚀的Ca (OH) 2含量降低, 降低了透水性混凝土在硫酸盐溶液中的反应, 故其抗压强度损失率较小。
从图7、图8 的对比亦可看出:掺加粉煤灰后的透水性混凝土比掺加矿渣微粉后的透水性混凝土的抗硫酸盐腐蚀能力略强, 并且粉煤灰的价格低廉, 故为提高透水性混凝土的耐久性及减少水泥用量, 可在透水性混凝土拌合时加入设计规定用量的粉煤灰。
3结语
通过透水性混凝土有无外加剂的室内抗腐蚀对比试验, 可以得出以下结论:
(1) 透水性混凝土在清水中浸泡后, 其抗压强度随浸泡时间在试验期内无明显变化, 故清水对透水性混凝土无明显腐蚀作用。
(2) 掺加粉煤灰和矿粉矿渣微粉后透水性混凝土初期强度得到明显提高, 抗硫酸盐腐蚀能力显著增强。
(3) 掺加粉煤灰后的透水性混凝土比掺加矿渣微粉后的透水性混凝土的抗硫酸盐腐蚀能力略强, 在透水性混凝土中加入粉煤灰可减少水泥用量, 提高透水性混凝土的耐久性, 并能够降低工程造价。
摘要：透水性混凝土的强度受外部接触介质的酸碱性影响很大, 为研究透水性混凝土的抗盐腐蚀性能及掺加外加剂后的抗盐腐蚀提高程度, 通过素透水性混凝土及分别掺加矿渣微粉和粉煤灰后的浸水、浸盐溶液对比试验, 得出:素透水性混凝土抗腐蚀能力较差, 掺加矿渣微粉和粉煤灰后, 其初期强度和抗硫酸盐腐蚀能力显著提高, 掺加粉煤灰较掺加矿渣微粉效果更好。该结论的得出, 可为透水性混凝土在复杂地质环境中的应用提供参考。
关键词：透水性混凝土,抗盐腐蚀性,矿渣微粉,粉煤灰,抗压强度
参考文献
[1]杨静, 蒋国梁.透水性混凝土路面材料强度的研究[J].混凝土, 2000 (10) :27-30.
[2]孙家瑛, 梁山.再生混凝土集料透水性混凝土性能研究及应用[J].建筑材料学报, 2013, 15 (6) :747-750.
[3]刘哲, 胡东, 刘志忠.矿渣粉煤灰混凝土[J].公路, 1995 (02) :43-45.
[4]杨华全, 董维佳, 王仲华.掺矿渣粉及粉煤灰混凝土微观性能试验研究[J].长江科学院院报, 2005, 22 (01) :46-49.
[5]孙小明.大掺量矿渣硅酸盐水泥性能的改进及优化[J].建材技术与应用, 2010 (06) :1-4.
[6]梁咏宁, 袁迎曙.硫酸钠和硫酸镁溶液中混凝土腐蚀破坏的机理[J].硅酸盐学报, 2007, 35 (4) :504-508.