Q345R碳钢在Hitec高温熔盐中动态腐蚀特性实验对比研究

图1 动态腐蚀装置实验系统结构示意图

Fig.1 Schematic structure of the experimental system of dynamic corrosion device: (a) dynamic corrosion apparatus, (b) specimens before and after the experiment

本实验采用Hitec熔盐(40%NaNO₂-7%NaNO₃-53%KNO₃，纯度为99.8%)，为了完全去除熔盐中的水分，将配置好的熔盐在400 ℃下的井式炉中恒温加热24 h。根据T/CSTA 19-2021标准规定，并且为使后续腐蚀产物分析更加准确，将试样加工成40 mm × 13 mm × 2 mm规格，其化学成分(质量分数，%)为：Cr 0.30，Ni 0.30，Mo 0.08，Ti 0.03，Cu 0.30，Nb 0.05，Mn 1.5，Fe余量。实验前，先用400#、800#、1000#、3000#的SiC金相砂纸打磨碳钢试片，直至表面有光泽，去除碳钢试样表面油污及锈泽。然后将试片用去离子水、丙酮清洗，除去打磨过程中的杂质，最后放入无水乙醇消除表面残留水分。接着放进温度为100 ℃的干燥箱干燥2 h。试片通过电子天平测量碳钢试片质量，共3次，并记录相应数据，取平均值。

1.2 实验过程

将试样放置于动态腐蚀实验台，本实验在静态空气气氛中进行，所用设备为井式电阻炉。样品置于炉膛内，在整个加热及保温过程中，未额外通入控制流速或成分的气体，加热温度至400 ℃，设置实验时间为1000 h。实际工程应用中熔盐流动状态因位置而异，在储罐内部，熔盐主要依靠自然对流或缓慢循环，其等效流速通常低于0.3 m/s，而在管道及换热器入口区域，熔盐在泵的驱动下流速可达1~3 m/s^[23,24]。参考García-Martín等^[16]结果，其在0.2 m/s条件下已验证流动会显著加速熔盐对碳钢的腐蚀。基于工程中更高流速区域的实际情况，本文选取1与2 m/s作为动态工况流速。为降低实验误差以及适时观察试样的腐蚀样貌，每个时间点放置4个平行试样，并在300、500、700和1000 h取出试样。

腐蚀后的碳钢试样(如图1b所示)被分为两组进行处理：一组未经任何化学清洗处理，以保留腐蚀产物的原始形貌用于金相分析，另一组则采用GB/T16545—2015标准中的化学方法清除腐蚀产物。具体步骤如下：(1) 使用去离子水冲洗试样，以去除表面附着的熔盐残留物。(2) 配制清洗溶液：将500 mL蒸馏水与5 g 1,3-二丁基-2-硫脲混合，加入500 mL盐酸定容至1000 mL，随后将碳钢试样浸入该溶液中。(3) 将烧杯置于超声波清洗器中，在40 ℃条件下振动约1 h (为避免过热，每振动10~20 min暂停片刻，具体时间依据试样清洁程度决定)。(4) 用无水乙醇溶液清洗碳钢试样，去除表面残余的溶液。(5) 将试样放入90 ℃的烘箱中干燥1 h，取出后置于通风环境中冷却至室温。(6) 用电子天平对每个碳钢试样依次称重，记录数据。每个试样重复3次称重，并取质量的平均值作为最终结果，碳钢试样的质量损失通过式(1)得到。

\frac{Δ m}{A_{0}} = \frac{m_{i} - m_{f}}{A_{0}}

(1)

式中，Δm为实验前后试样的质量损失，m_i和m_f分别为实验前后试样的质量，A₀为试样的表面积。

并通过腐蚀失重量计算出年腐蚀速率(v, mm/a)，根据公式(2)得出。

v = \frac{8.76 \times 10^{4} Δ m}{A_{0} t ρ}

(2)

式中，t为腐蚀样品的浸泡时间(h)，ρ为样片的密度(g/cm³)。以3个试样的腐蚀速率的平均值作为实验的腐蚀速率。使用Quanta 200型扫描电镜(SEM)和K-Alpha能谱仪(EDS)对碳钢试样腐蚀后的表面形貌表征及表面的元素组成，采用D8-ADVANCE型X射线衍射仪(XRD)对材料进行X射线衍射，分析其衍射图谱，获得金属材料腐蚀层的成分、晶体结构等信息

2 结果与分析

2.1 腐蚀特性分析

采用失重法对实验后试样进行处理，图2为Q345R试样的腐蚀失重曲线与腐蚀速率柱状图，其中图2a展示了400 ℃环境下，Q345R碳钢在Hitec熔盐中不同流速(0、1、2 m/s)条件下，单位面积腐蚀失重量(m_mass)随腐蚀时间的演变规律。结果表明，3种工况下试样的m_mass均随腐蚀时间延长呈单调递增趋势。由图2a可知，随着腐蚀时间的进行，3种工况下的腐蚀失重量从1.04 mg/cm²增加到1.63和1.15 mg/cm²增加到1.85 mg/cm²、1.24 mg/cm²增加到1.95 mg/cm²。结果表明，1和2 m/s条件下的腐蚀失重量分别为静态环境下的1.13倍和1.20倍，其主要原因有以下两方面：首先，流动产生的流体剪切力加剧了对试样表面致密氧化保护膜的机械冲刷作用，导致试样表面保护膜减薄甚至局部剥落，从而削弱了其防护性能。其次，速度增大显著减小了熔盐/试样接触界面处的层流边界层厚度，这极大地促进了溶解氧向样品表面的传质扩散速率。

图2

图2 Q345R碳钢腐蚀失重m_mass随时间变化曲线图与平均腐蚀速率R_depth随时间变化柱状图

Fig.2 Curves of corrosion mass loss (m_mass) (a) and bar charts of average corrosion rate (R_depth) (b) of Q345R carbon steel versus time under different flow rates of molten salt

根据300~1000 h时间区间内的腐蚀速率变化趋势分析发现，在500~700 h区间，腐蚀速率的增长已显著放缓，表明氧化膜的保护性作用开始增强，并在实验后期(700~1000 h)趋于一个相对稳定的状态。与文献^[25]中的结论相似。

图2b为Q345R碳钢3种工况下腐蚀速率随腐蚀时间的变化柱状图，在1000 h时，速度为0、1和2 m/s下试样对应的年腐蚀速率分别为18.20、20.64和21.82 μm/a，与0 m/s工况下腐蚀速率分别加剧了13.5%、19.93%。其中2 m/s工况下，由于流体冲刷作用加剧，不仅严重破坏氧化层完整性，还可能诱发局部腐蚀现象，因此其腐蚀程度与另外两种状态相比较更加严重。

2.2 表面形貌分析

图3为静态条件下未经过任何化学处理的试样在不同腐蚀时间的SEM像，由图可见，随着腐蚀时间的延长，试样表面逐渐由疏松层转变为较为致密的块状氧化膜。这主要归因于高温环境下基体中的Cr向腐蚀产物中扩散，形成稳定的铁铬氧化物(FeCr₂O₄)，从而提高了氧化膜的致密性和保护性^[26]。

图3

图3 Q345R碳钢在0 m/s下腐蚀300、500、700和1000 h的表面形貌

Fig.3 Surface morphologies of Q345R carbon steel specimens at 0 m/s for 300 h (a), 500 h (b), 700 h (c) and 1000 h (d)

由图4可知，在相同腐蚀时间条件下，随着流速的增加，试样表面逐渐形成凹坑、氧化脱落现象，这说明试样表面的腐蚀程度逐渐加剧。这一现象与图2所示的腐蚀动力学曲线变化趋势一致，表明高流速会导致氧化膜的机械剥蚀，从而加速基体金属的暴露和进一步腐蚀。这表明流动介质的剪切力会削弱表面保护膜的完整性，导致局部加速腐蚀。综合SEM观察和腐蚀速率分析，可见流速不仅影响腐蚀速率，也显著改变腐蚀产物的形貌和结构特征。

图4

图4 Q345R碳钢在1000 h时流速为0、1、2 m/s的表面形貌

Fig.4 Surface morphologies of Q345R carbon steel specimen for 1000 h at 0 m/s (a) 1 m/s (b) and 2 m/s (c)

2.3 截面形貌分析

图5为Q345R碳钢在3种工况下腐蚀1000 h后未经过任何化学处理试样的截面SEM和EDS像。由图5a所示，在静态条件下，Q345R碳钢在Hitec熔盐中局部最大腐蚀深度为5.45 μm，其腐蚀层出现少量的氧化层剥落，氧化层出现分层现象，腐蚀深度较浅且较为均匀。当速度增大到1和2 m/s时，Q345R钢在Hitec熔盐中局部最大腐蚀深度会增加到6.15和7.27 μm，且碳钢在Hitec熔盐中的腐蚀层出现氧化膜剥落，同时可见腐蚀氧化层的厚度随着速度的增加均有所增加。

图5

图5 Q345R碳钢在400 ℃下流速为0、1、2 m/s Hitec熔盐中腐蚀1000 h后横截面的SEM形貌及相应的元素面分布图

Fig.5 Cross-sectional SEM morphologies and elemental mappings EDS of Q345R carbon steel after corrosion in Hitec molten salt at 400 ℃ for 1000 h with 0 m/s (a) 1 m/s (b) and 2 m/s (c)

Q345R碳钢试样在不同流速下的基体与腐蚀层元素含量存在显著差异。氧化层主要由Fe和O构成，而基体则以Fe为主，并含有微量Cr和Ni。对比基体与氧化膜的元素分布可见，氧化膜中O显著富集，这源于碳钢中的金属元素在腐蚀过程中与熔盐中的氧发生反应，致使氧在氧化层中聚集。

如图5a和c中线扫描结果所示，从基体到腐蚀界面，Cr含量呈现明显的梯度下降，其在表层氧化层中的相对含量低于基体。这一分布特征与Cr向表面扩散并参与形成FeCr₂O₄尖晶石密切相关，该尖晶石相在熔盐环境中具有优于单一氧化铁的耐腐蚀性能。然而，其形成过程会消耗基体近表区域的Cr，导致出现局部贫Cr区，从而削弱材料的整体耐蚀性。从图5中还可观察到，除表面氧化层外，Q345R基体局部区域出现了一定程度的内腐蚀，表现为氧向基体内部扩散并在晶界或缺陷处富集。这表明在高温Hitec熔盐中，O^2-不仅参与表面反应，也能够沿晶界等快速扩散路径向内部迁移，推动腐蚀前沿持续向内延伸。

特别是在图5c所示的2 m/s高速条件下，O在截面中呈现广泛弥散分布，与图5a和b中局限于表层的层状分布形成鲜明对比。这说明在该工况下，材料表面未能形成完整的保护性氧化膜(如连续的FeCr₂O₄层)，腐蚀机制由表面氧化转变为氧内渗主导的内氧化，从而加剧了整体腐蚀程度，与该条件下观察到的最大腐蚀深度结果一致。

根据上述元素分布图可知，Fe与O从基体到腐蚀层呈现出明显的成分梯度。在金属基体区域，Fe含量显著高于O；而在接近腐蚀层的界面处，Fe含量逐渐下降，O含量则相应上升。腐蚀层中的O含量高于基体，而Fe含量则低于基体，表明基体中的Fe发生流失，并转化为Fe的氧化物。随着流速增加，Fe的流失速率进一步加剧，说明流动条件显著促进了腐蚀进程。

同时，由图6a和b可知，当速度达到2 m/s时基体内部O含量明显高于静态环境下的，此时基体内部已发生内腐蚀现象，这说明速度的增加使得腐蚀加剧，这与图2和4中实验结果相符。

图6

图6 Q345R碳钢在400 ℃下流速为0和2 m/s Hitec熔盐中腐蚀1000 h后横截面的EDS映射图

Fig.6 EDS mappings of the cross-section of a Q345R carbon steel after corrosion in Hitec molten salt at 400 ℃ for 1000 h with 0 m/s (a) and 2 m/s (b)

2.4 腐蚀产物分析

图7为Q345R碳钢在2 m/s下Hitec熔盐中不同腐蚀时间下生成的腐蚀产物，由图可见，腐蚀产物主要为Fe₂O₃、Fe₃O₄和FeCr₂O₄，且不同时间下的组成成分随时间变化不显著。其中FeCr₂O₄，这种尖晶石结构极为致密，对内部基体的保护性较好。在腐蚀初期(300 h)，Q345R碳钢表面检测到Fe的衍射峰，而此时试样表面的腐蚀产物较少，其衍射峰强度较低。随着腐蚀时间的增加，Q345R碳钢形成的腐蚀产物(Fe₂O₃、Fe₃O₄、FeCr₂O₄)的衍射峰强度逐渐增强，这表面随着腐蚀时间的增加，熔盐中的离子与碳钢基体间的反应逐渐加深，从而形成的腐蚀产物的量渐渐增加。

图7

图7 Q345R碳钢在2 m/s中腐蚀不同时间下的XRD图

Fig.7 XRD pattern of Q345R carbon steel after corrosion in a 2 m/s flow rate for 1000 h

由图8可知，3种工况下的腐蚀产物种类基本一致。这主要是因为在实验设定的温度与介质条件下，腐蚀反应的热力学驱动力决定了优势产物的类型。然而，熔盐的动态冲刷通过两种途径强烈影响了腐蚀动力学：(1) 流体剪切力直接导致附着性较差的腐蚀层发生机械剥落；(2) 更关键的是，流动持续更新界面处的熔盐，避免了反应物耗竭与产物积聚，从而极大地加速了表面氧化膜的化学溶解。这一“生成-溶解/剥落”的循环过程被冲刷作用所加剧，导致了更严重的腐蚀损伤，但并未改变腐蚀产物的本质类型。此外，从电化学角度而言，熔盐流动通过对流传质作用，不仅高效输送反应物质(如O₂)，更通过带动离子(如Na⁺, O^2-等)的定向运动，增强了体系的离子电流，即直接‘带动了电荷的传递速度’，使得腐蚀电化学过程的各个环节都得以加速。

图8

图8 Q345R碳钢腐蚀1000 h后的XRD图

Fig.8 XRD graph of Q345R carbon steel after 1000 h of corrosion

通过XRD和SEM表征可知，随着实验时间的增加连续，逐步形成致密的Fe₃O₄/Fe₂O₃复合氧化层，进一步阻碍了金属基体与熔盐介质间的物质传递，从而抑制了腐蚀反应的持续进行^[27]。

2.5 腐蚀机理分析

图9为Q345R碳钢在不同熔盐环境下的腐蚀原理图，金属材料在熔盐中的腐蚀作用基于以下反应^[28]，由图9a可知，当熔盐处于静态条件下，Q345R碳钢的腐蚀仅会受到熔盐本身的影响^[27]。

图9

图9 Q345R 碳钢在不同熔盐流动条件下的腐蚀机理示意图

Fig.9 Corrosion mechanism of Q345R carbon steel in molten salt under static (a) and dynamic (b) conditions

基于熔盐腐蚀原电池模型。在该模型中，熔盐中的NO $_{3}^{-}$ 作为阴极去极化剂，在阴极区发生还原反应(式3)：NO $_{3}^{-}$ + 2e^- → NO $_{2}^{-}$ + O^2-。生成的O^2-通过熔盐电解质迁移至阳极区。金属Fe作为阳极，发生逐级氧化，其反应过程如式(4)~(6)所示：Fe → FeO →Fe₃O₄ → Fe₂O₃。由此可见，O^2-在此过程中扮演了关键的反应物与电荷载体的角色，而腐蚀的真正驱动力是NO $_{3}^{-}$ 的氧化性，即来源于金属(阳极)与熔盐中的氧化性组分(阴极，如NO $_{3}^{-}$ )之间的电势差。

N O_{3}^{-} + 2 e^{-} \leftrightarrow N O_{2}^{-} + O^{2 -}

(3)

F e + O^{2 -} \leftrightarrow F e O + 2 e^{-}

(4)

3 F e O + O^{2 -} \leftrightarrow F e_{3} O_{4} + 2 e^{-}

(5)

2 F e_{3} O_{4} + O^{2 -} \leftrightarrow F e_{2} O_{3} + 2 e^{-}

(6)

根据XRD和SEM-EDS结果可知，Q345R碳钢在Hitec熔盐中形成的氧化层主要由Fe₂O₃、Fe₃O₄、以及FeCr₂O₄组成，此时形成的氧化层对熔盐腐蚀具有一定的保护作用。

当熔盐速度逐渐增大时，Q345R碳钢在Hitec熔盐中腐蚀过程如图9b所示，熔盐速度会使碳钢受到切应力，Q345R碳钢在动态条件Hitec熔盐中形成的氧化层受到冲刷。随着速度的增加，Q345R碳钢的腐蚀逐渐加剧，导致Q345R碳钢氧化层出现明显剥落以及损伤，如图4所示。随着腐蚀时间的增加，速度对Q345R碳钢在Hitec熔盐中的腐蚀过程影响逐渐增大，如图9b所示。

由图9b可知，熔盐速度增大会导致熔盐中的O^2-与碳钢形成的氧化层接触机会更大，这将导致熔盐中O^2-向氧化层转移速率加快，以及O^2-向碳钢基体的扩散增大，进而导致碳钢形成的腐蚀深度随着速度增大而逐渐加深，如图5所示。因此，在熔盐在流动状态下，Q345R碳钢除了受到熔盐本身的影响外，流场的存在会增大碳钢形成的氧化层与熔盐之间的冲刷作用，导致腐蚀程度加剧；并且熔盐速度的增大使得O^2-的与碳钢之间的扩散速率加快，从而导致碳钢的腐蚀层深度加深。

图9的机理示意图清晰地描绘了Q345R碳钢在动态Hitec熔盐中的腐蚀过程，该过程得到了EDS线扫描结果(图5)的直接验证。示意图中的“内腐蚀区”对应于EDS图中可见的“Cr贫化区”。具体而言，腐蚀性O²⁻沿氧化层缺陷向内迁移(示意图中向内箭头)，而基体中的Cr则因选择性溶解并通过腐蚀层/熔盐界面向外迁移(示意图中向外箭头)。这“一进一出”的迁移过程，导致基体近界面处Cr被持续消耗，无法形成有效的保护性富Cr氧化膜，从而显著促进了内腐蚀的发生与发展。因此，Cr的迁移与贫化是引发并加速内腐蚀的关键机制。

3 结论

(1) 腐蚀速率随流速增加而升高，在400 ℃、1000 h的实验条件下，Q345R在0、1和2 m/s下的年平均腐蚀速率分别为18.20、20.64和21.82 μm/a。相较于静态工况，1与2 m/s下的腐蚀速率分别增加13.5%和19.93%。

(2) 腐蚀产物成分基本一致，不同流速条件下，腐蚀产物均主要由Fe₂O₃、Fe₃O₄和FeCr₂O₄组成。其中FeCr₂O₄的生成在一定程度上提升了氧化层的致密性，但动态冲刷作用会破坏其稳定性。

(3) 腐蚀机理具有阶段性演化特征，Q345R钢在Hitec熔盐中的失效过程可概括为：早期快速氧化膜形成，中期动态冲刷破坏导致表层剥落与内腐蚀并存，后期O^2-迁移与Cr贫化加剧内腐蚀发展。

(4) Q345R钢在实际应用中的寿命不仅取决于宏观腐蚀速率，还受到氧化层稳定性与内腐蚀演化的显著影响。因此，工程应用中应重点关注动态工况下的腐蚀机理，并结合合金优化、表面防护或熔盐净化等措施以提升服役可靠性。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

Zuo

, Cao

M P

, Shen

, et al.

Effect of mg on corrosion of 316H stainless steel in molten salts MgCl₂-NaCl-KCl

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Prot., 2021, 41: 80

左勇, 曹明鹏, 申淼等.

MgCl₂-NaCl-KCl熔盐体系中金属Mg对316H不锈钢的缓蚀性能研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2021, 41: 80

[2]

Wang

Y Y

, Lu

Y W

, He

, et al.

Screening and thermophysical properties study of mixed molten salts with same cation

[J]. J. Eng. Thermophys., 2025, 46: 1640

王元媛, 鹿院卫, 何聪等.

相同阳离子混合熔盐筛选及热物性研究

[J]. 工程热物理学报, 2025, 46: 1640

[3]

Zeng

C L

, Zhang

J Q

, Wu

W T

Monitoring of cracking of oxide film during hot corrosion

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Prot., 1993, 13: 59

曾潮流, 张鉴清, 吴维㞵.

熔盐腐蚀过程中氧化膜破裂的监测

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 1993, 13: 59

[4]

Peng

, Wei

X L

, Ding

, et al.

High-temperature thermal stability of molten salt materials

[J]. Int. J. Energy Res., 2008, 32: 1164

[5]

Sandoval-Amador

, Santander-Vega

A J

, Amaya-Cáceres

C C

, et al.

316L stainless steel corrosion in molten salts NaNO₃ KNO₃NaNO₂ simulating storage conditions

[J]. J. Phys.: Conf. Ser., 2019, 1159: 012011

[6]

Fernández

A G

, Galleguillos

, Fuentealba

, et al.

Corrosion of stainless steels and low-Cr steel in molten Ca(NO₃)₂-NaNO₃-KNO₃ eutectic salt for direct energy storage in CSP plants

[J]. Sol. Energy Mater. Sol. Cells, 2015, 141: 7

[7]

Fernández

A G

, Cortes

, Fuentealba

, et al.

Corrosion properties of a ternary nitrate/nitrite molten salt in concentrated solar technology

[J]. Renew. Energy, 2015, 80: 177

[8]

Xiao

, Ding

L L

, Liao

W J

, et al.

Corrosion resistances of 304, 316L and 321 austenite stainless steel in nitrate molten salt

[J]. Mater. Rep., 2016, 30: 217

肖扬, 丁柳柳, 廖文俊等.

奥氏体不锈钢304、316L和321在熔融硝酸盐中的耐腐蚀性

[J]. 材料导报, 2016, 30: 217

[9]

Ahmed

Corrosion behaviour of AISI 304 stainless steel in contact with eutectic salt for concentrated solar power plant applications

[D]. Florida: University of Central Florida, 2013

[10]

Kramer

C M

, Smyrl

W H

, Estill

W B

Corrosion of Fe alloys in NaNO₃-KNO₃-NaNO₂ at 823 K

[J]. J. Mater. Energy Syst., 1980, 1: 59

[11]

Federsel

, Wortmann

, Ladenberger

High-temperature and corrosion behavior of nitrate nitrite molten salt mixtures regarding their application in concentrating solar power plants

[J]. Energy Procedia, 2015, 69: 618

[12]

Liu

H W

, Xiong

F P

, Lv

Y L

, et al.

CO₂ corrosion inhibition of carbon steel by dodecylamine under flow conditions

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Prot., 2016, 36: 645

刘宏伟, 熊福平, 吕亚林等.

动态条件下十二胺对Q235碳钢CO₂腐蚀的缓蚀行为研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2016, 36: 645

采用电化学方法,系统的研究了动态条件下,3% (质量分数) NaCl腐蚀介质中,十二胺缓蚀剂对Q235碳钢CO2腐蚀的缓蚀行为。结果表明,静态条件下,十二胺对碳钢CO2腐蚀具有较好的缓蚀效果,当缓蚀剂浓度为60 mg/L时,缓蚀效率可以达到93.44%。动态条件下,无缓蚀剂的测试介质中,试样的腐蚀速率随着转速的增加而增加。在含有80 mg/L十二胺缓蚀剂测试介质中,试样在转速为500 r/min时的腐蚀速率最大;而在2000 r/min时,试样的腐蚀速率最小,缓蚀剂的加入明显的改变了试样的腐蚀行为。转速为1500 r/min时,试样的腐蚀速率随着缓蚀剂浓度的增加而减少;当缓蚀剂浓度为80 mg/L时,缓蚀效率可以达到87.93%。

[13]

Wang

, Liu

, Li

, et al.

Corrosion behavior of B10 Cu-Ni alloy pipe in static and dynamic seawater

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Prot., 2023, 43: 119

王晓, 刘峰, 李焰等.

静态和动态海水中B10铜镍合金管的腐蚀行为研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2023, 43: 119

[14]

Liu

G Q

, Zheng

Y G

, Jiang

S L

, et al.

Stability and erosion corrosion behavior of corrosion product film of Q235 carbon steel and Cr5Mo low alloy steel in simulated oil refinery media

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Prot., 2015, 35: 122

刘贵群, 郑玉贵, 姜胜利等.

模拟炼油环境中Q235钢和Cr5Mo钢表面硫化物膜稳定性及动态冲刷腐蚀行为研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2015, 35: 122

通过静态浸泡腐蚀实验装置和高温动态冲刷实验装置分别研究了硫化物膜在多种模拟炼油介质中的稳定性以及动态冲刷条件下Q235钢和Cr5Mo钢的耐冲刷腐蚀性能。结果表明,硫化物膜的形成过程是一个动态平衡过程。在无硫补充的条件下,硫化物膜快速溶解。动态冲刷作用下,Cr5Mo钢耐动态环烷酸冲刷腐蚀性能明显好于Q235钢,溶液酸值越大两者的差别越明显。

[15]

Han

X L

, Lu

Y W

, Ma

Y C

, aler.

Research on the dynamic corrosion characteristics of ternary nitrocarbonate acid mixed molten salt at high decomposition temperatures

[J]. Energy Storage Sci. Technol., 2025, 14: 1386

韩昕龙, 鹿院卫, 马彦成等.

三元硝基碳酸高分解温度混合熔融盐动态腐蚀特性

[J]. 储能科学与技术, 2025, 14: 1386

熔融盐高温腐蚀对聚光太阳能热发电系统的长期安全运行至关重要。为了探究第三代太阳能热发电技术熔融盐与高温设备的相容性以及流速对熔融盐腐蚀性的影响，本工作选用高分解温度三元硝基碳酸混合熔融盐和347H不锈钢，搭建动态腐蚀实验台，采用失重法进行了347H不锈钢在640 ℃高温熔融盐环境下恒温1000 h的动态腐蚀实验，研究了在0.6 m/s和2 m/s两种流速下对不锈钢材料腐蚀的影响，并采用扫描电子显微镜(SEM)、X射线衍射(XRD)、能量色散X射线谱(EDS)测试方法对不锈钢腐蚀后的形貌及产物进行分析。结果表明，不同流速下的不锈钢均发生了氧化腐蚀现象。腐蚀失重值(mmass)随流量的增加而增大。当腐蚀1000 h后，流速为0.6 m/s和2 m/s时，mmass分别为17.8407 mg/cm2、24.6420 mg/cm2。同时也发现，在相同腐蚀时间内，随着流速的增大不锈钢表面形成的氧化层出现脱落现象，从而导致347H不锈钢的腐蚀速率也随之增加；而在相同的流速下，随着浸泡时间的增加347H不锈钢的腐蚀速率随之下降。

[16]

García-Martín

, Lasanta

M I

, Encinas-Sánchez

, et al.

Evaluation of corrosion resistance of A516 steel in a Molten nitrate salt mixture using a pilot plant facility for application in CSP plants

[J]. Sol. Energy Mater. Sol. Cells, 2017, 161: 226

DOI URL [本文引用: 2]

[17]

L N

, Wu

Y T

, Zhang

C C

, et al.

Dynamic corrosion behaviors of autennitic stainless steel in quaternary nitrate-niotrite molten salt

[J]. Acta Energ. Sol. Sin., 2023, 44: 497

马丽娜, 吴玉庭, 张灿灿等.

奥氏体不锈钢在四元硝酸盐中的动态腐蚀行为研究

[J]. 太阳能学报, 2023, 44: 497

为探究本实验室配制的新型混合低熔点熔融四元硝酸盐与太阳能热发电系统中不锈钢合金的相容性,在搭建的动态腐蚀试验台进行实验条件为565 ℃,流速分别为0.6、1.3和2.0 m/s下1000 h 304不锈钢的动态腐蚀试验。实验结果表明：3种流速下304不锈钢均发生了氧化腐蚀。腐蚀失重随腐蚀时间的增加均呈现增加的趋势,变化规律更接近抛物线关系。同时,流速的变化会对腐蚀产生影响。此外,流速的增加对试片表面生成的腐蚀产物类型无影响。

[18]

Chen

L J

, Hu

J Y

, Zhong

X K

, et al.

Corrosion behaviors of Q345R steel at the initial stage in an oxygen-containing aqueous environment: Experiment and modeling

[J]. Materials, 2018, 11: 1462

[19]

Xie

, Chen

, Wu

Y T

, et al.

Experimental study on the stress corrosion behavior of Q345R and 20# carbon steels in low-temperature ternary salts

[J]. J. Energy Storage, 2025, 135:118404

[20]

G F

, Qian

G W

, Jin

H Z

, et al.

Microstructure and corrosion resistance of fusion welding zone for duplextubes welded with Q345R tube sheet under different welding currents

[J]. Metals, 2022, 12: 705

Duplextubes are widely used in oil and gas storage and transportation, the nuclear industry, and other fields, but the welding quality of metals is an important factor affecting the use of equipment. In order to study the welding quality of S10C steel/Incoloy 825 duplextubes and Q345R tube sheet based on gas tungsten arc welding technology with a filler of ER50-6 carbon steel welding wire, the microstructure and grain size of fusion welding zone of duplextubes and tube sheet under welding currents of 150 A, 160 A, and 170 A were studied by optical microscopy and scanning electron microscopy. At the same time, the corrosion behavior of fusion welding zone after the welding was investigated in 3.5 wt.% NaCl solution by potentiodynamic polarization and electrochemical impedance spectroscopy. The results show that the metallurgical structure of the fusion welding zone was mainly composed of δ-ferrite and retained austenite. The grain size in the fusion welding zone increased with the increase of the welding current. The corrosion resistance of the fusion welding zone welded with a high welding current of 170 A was better than that with low welding currents. However, the pitting corrosion resistance of fusion welding zone with the lowest welding current of 150 A was better than that with high welding currents. This study can provide a preliminary exploration for the manufacture and applicability of duplextubes air coolers.

[21]

Liu

X F

, Li

, Yao

H C

, et al.

Research on the corrosion mechanism of Q345R steel under water-oil two-phase flow with the HCl and NH₄Cl corrosive medium in low-temperature system of petrochemical plants

[J]. Colloids Surf., 2024, 703A: 135360

[22]

Zhang

, Jiang

, Cen

Z B

, et al.

On corrosion and fatigue resistance of pressure vessel steel Q345R after laser shock repair

[J]. Explos. Shock Waves, 2022, 42: 103101

张浩, 蒋磊, 岑志波等.

激光冲击修复后压力容器钢Q345R耐腐蚀及抗疲劳性能研究

[J]. 爆炸与冲击, 2022, 42: 103101

[23]

State Administration for Market Regulation, Standardization Administration of the People's Republic of China. Technical requirements for thermal energy storage media and heat transfer fluid of solar thermal power plants—Molten salt [S]. Beijing: Standards Press of China, 2024

国家市场监督管理总局, 国家标准化管理委员会. 太阳能光热发电站储热/传热用工作介质技术要求熔融盐 [S]. 北京: 中国标准出版社, 2024

[24]

State Administration for Market Regulation, Standardization Administration of the People's Republic of China. Technical requirements for molten salt thermal storage system of solar thermal electric plant [S]. Beijing: Standards Press of China, 2025

国家市场监督管理总局, 国家标准化管理委员会. 太阳能光热发电站熔融盐储热系统技术要求 [S]. 北京: 中国标准出版社, 2025

[25]

L N

, Zhang

C C

, Wu

Y T

, et al.

Dynamic corrosion behavior of 316L stainless steel in quaternary nitrate-nitrite salts under different flow rates

[J]. Sol. Energy Mater. Sol. Cells, 2020, 218: 110821

[26]

Wan

M Z

, Wang

J L

, Chen

Y A

, et al.

Compatibility of low-temperature mixed nitrate and Q345R storage tank material

[J]. Energy Storage Sci. Technol., 2023, 12: 3099

万明忠, 王金龙, 陈永安等.

低温混合硝酸盐与储罐材料Q345R相容性研究

[J]. 储能科学与技术, 2023, 12: 3099

为了分析使用温度低的混合硝酸盐储热材料与储罐材料Q345R的相容性，本文采用恒温静态腐蚀法将低合金钢Q345R置于450 ℃的混合熔盐中进行腐蚀性研究，利用失重法分析了金属试样在熔盐中的腐蚀失重量及腐蚀速率。通过1000 h腐蚀性测试，获得了Q345R在低温混合硝酸盐中的腐蚀动力学曲线；利用扫描电子显微镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)和能谱分析仪(EDS)对金属试样在熔盐中的腐蚀行为进行表征。结果表明，Q345R在低温混合熔盐中的腐蚀失重量随腐蚀时间的延长较好地符合抛物线腐蚀规律，与相同工况下的太阳盐相比具有更低的腐蚀性，金属表面腐蚀氧化产物的结构和组成对Q345R在熔盐中的耐腐蚀性产生直接影响。因试样中Cr和Ni元素存在而产生的致密性腐蚀产物FeCr2O4、MnCr2O4提高了Q345R在450 ℃熔盐中的耐腐蚀性，因熔盐中Ca2+存在而产生的腐蚀产物CaFeO4具有抑制腐蚀的作用，使得低温混合熔盐对Q345R的腐蚀性小于太阳盐。研究结果为低温混合熔盐作为储罐材料实际应用提供了选择依据。

[27]

Gao

, Lu

Y W

, Yu

, et al.

High-temperature corrosion behavior of austenitic stainless steel in quaternary nitrate molten salt nanofluids for concentrated solar power

[J]. Sol. Energy Mater. Sol. Cells, 2022, 245: 111851

DOI URL [本文引用: 2]

[28]

Zhang

X M

, Zhang

C C

, Wu

Y T

, et al.

Experimental research of high temperature dynamic corrosion characteristic of stainless steels in nitrate eutectic molten salt

[J]. Sol. Energy, 2020, 209: 618