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1、精品论文推荐管道泄漏的冲刷腐蚀研究杜晓丹 1喻健良 21,2 大连理工大学化工学院 ，辽宁大连 (116012)E-mail:diana0308摘要：对中国石化大连分公司油浆系统频繁出现管道泄漏的失效样本进行测定分析，确定失效主要由热应力、膨胀量和冲刷腐蚀所致；通过数值模拟预测因冲刷腐蚀主要因素引起的危 险部位并进行分析总结，从而对设计测厚点起到指导作用；对盲三通改造方案与原设计方案 进行比较，深入研究改造的意义和作用，以期对冲刷腐蚀防治措施有一个更加全面深入的研 究。关键词：冲刷 ; 冲蚀 ; 磨穿 中图分类号：TQ1. 引言冲蚀是指材料受到小而松散的流动粒子冲击时表面出现破坏的一类磨损现象
2、。压力管道 内的冲刷腐蚀属于流体力学领域。其中如果考虑腐蚀的影响因素，还涉及到化学腐蚀领域。 影响因素包括材料的机械性能（硬度、强度等）以及环境因素（攻角、压力、环境温度、粒 子大小、速度等）。压力管道按其用途划分为工业管道、公用管道和长输管道。压力管道通常是工业装置 的重要组成部分，广泛用于石油化工、能源和医药等工业领域以及城市 燃气和供热系统， 在国民经济中占有重要地位。在石油化工及气体输送管道使用中，冲刷腐蚀以及机械损伤（如 划擦、打磨、碰撞）等会使管壁产生局部减薄，其中冲刷腐蚀是主要原因之一，占工业生产 中经常出现的磨损破坏总数的 8%。现有的管道局部减薄评定规范只是提出了带缺陷管道塑
3、 性极限分析及安全评定方法，对如何防治管道壁厚减薄的研究报道不多。流体对管件的冲刷 腐蚀研究是防治管道壁厚减薄研究的前提。因此该项研究是一项重要而迫切的课题。近年来，基于大量的实验和分析，对材料的冲蚀行为和机理，以及不同材料的耐冲蚀 性能作了一定的研究，对影响材料冲蚀性能的因素也作了一定的分析和归纳。比较系统的试验研究来自于I Finnie 1966年发表的论文1 ，揭示了金属和陶瓷在冲蚀 过程中随冲蚀角的变化表现出不同的冲蚀规律, 金属材料(这里指塑性金属材料) 在低冲蚀 角的冲蚀率有一峰值, 随冲蚀角的增大, 冲蚀率下降; 而陶瓷材料的冲蚀率随冲蚀角度增 大而增大, 在冲蚀角等于90度时达
4、到最大值。I Finnie认为在对入射粒子粒径与脆性材料冲蚀关系的研究中发现, 冲蚀率不仅随入 射粒子的粒径减小而降低,冲蚀率与入射角的关系曲线也转变为韧性材料的冲蚀曲线形状1。同时他还认为虽然陶瓷材料具有非常高的硬度, 但其耐冲蚀性并不好, 只有在所承受 的冲击动能非常小时才体现出较好的耐冲蚀性能。对于韧性材料如金属材料, 一般来说硬度1精品论文推荐增加, 耐冲蚀性增加2 。早在 1995 年，四川轻化工学院化学工程系的龚敏3对冲刷腐蚀影响因素就进行了研究。 通过对国外文献的查阅和研究，提出了冲刷腐蚀的影响因素和进行研究的实验方法。而后1998年，西安交通大学的刘新宽和方其先4利用板状试样在
5、料浆罐式冲刷腐蚀实验 机上研究了两种不锈钢的冲刷腐蚀规律。提出力学性能只在冲刷速度高时才对材料耐冲刷腐 蚀性有显著作用；材料的力学性能也影响其在不同冲刷角度时的冲刷腐蚀规律。刘新宽和方其先5随后又研究了机械性能和耐蚀性对材料在液固两相流中冲刷腐蚀的 作用。即使在弱酸性液固两相流中,机械性能只在冲刷速度高时才有作用, 材料的耐蚀性对 冲刷腐蚀作用最大，且材料的性能影响不同冲刷角度时的冲刷腐蚀规律。1999 年，洛阳石化公司设备研究所的丁庆如6对炼油设备在高温下的冲刷腐蚀作了研 究。指出原油中的硫化物和环烷酸对炼油设备造成强烈的腐蚀，并提出了避免过早失效的改 进措施。同年，武汉工业大学的潘牧和罗志
6、平7针对材料的冲蚀问题也进行了研究。总结出只有 当入射角度非常低或入射粒子粒径相当小时, 脆性材料的冲蚀率才有可能比韧性材料的冲 蚀率低; 决定韧性材料抗冲蚀性能的关键因素并不是材料的硬度而是材料的弹性模量; 热 喷涂涂层的冲蚀显示出脆性材料的冲蚀特性。在工程实际中，局部扰流(管道突然扩充、收缩、凸台、凹槽等)常是冲刷腐蚀最为严重 的部位，突扩管是较为典型的扰流条件，因而受到广泛关注. Sydberger和Lotz8较早开展 了突扩管条件下的传质研究，Blatt和Heitz9，10利用激光多普勒测速技术(LDA)测试了流型 突变部位的流速流态，基于低速( 0 . 884m/s)测量结果，提出了
7、垂直管壁的速度扰动度的 重要性，并发现Cr13不锈钢冲刷腐蚀的峰值发生在距突扩位置2D - 3D的部位(D为粗管直径). Lotz和Postlethwaite11研究了突扩管条件下碳钢在含或不含2%石英砂的3 % NaCI介质中的 冲刷腐蚀规律，并得出与Heitz相类似的结果.Zeisel和Durst12以及Nesic和 Postlethwaite13，14则将计算流体力学引入到突扩管的冲刷腐蚀研究之中，后者提出冲刷腐 蚀失重在单相流中与近壁处的湍流强度相关，在液/固双相流中与颗粒对管壁的冲击频率相 关.但至今为止，从力学和电化学两方面深入开展突扩管条件下的冲刷腐蚀机理研究工作还 为数很少.本
8、工作用自建的带二维激光多普勒测试系统的管流式实验装置，研究了突扩管条 件下碳钢的冲刷腐蚀行为，通过局部流速流态的定量测试和典型部位的电化学测试，试图从 力学和电化学两方面深化冲刷腐蚀机理。进入 21 世纪以来，中科院的许多专家对金属冲刷腐蚀方面的研究投入了大量的精力， 也取得了一定的进展15-16。冲刷腐蚀是一个很复杂的过程, 影响因素众多, 概括起来主要包括材料(冶金) 、环境 和流体力学三个方面. 过去人们通过失重实验以及随后引入的各种流动条件下的电化学测 量技术17, 对前两方面因素的影响规律有了较为深入的研究,并进而开展了冲刷和腐蚀交互 作用的研究18，19,以期揭示冲刷腐蚀的本质.
9、相对而言,流体力学因素的影响规律研究较为 肤浅. 因而,无论是对冲刷腐蚀实验结果的预测,还是对冲刷腐蚀机理的深入阐述,都受到限3制;对重复实验所产生的较大误差也较难解释和控制。在前期实验研究的基础上，2001年，张政、程学文、郑玉贵等人20对突扩圆管内液固两 相流冲刷腐蚀过程进行了数值模拟方面的研究。冲刷腐蚀过程的综合模型可以分解为液固两 相流动模型、冲刷模型和腐蚀模型. 在欧拉坐标系下求解流体相的雷诺时均守恒方程组来模 拟流体流场,通过拉格朗日坐标系下的随机轨道模型获得固体颗粒相的运动,并考虑了流体 相与固体颗粒相之间的双向耦合作用. 数据验证结果表明构建的综合模型基本上是正确可 行的。由于
10、管道内冲刷腐蚀的机理非常复杂，除了力学因素以外还有化学因素。目前国内外对 冲刷腐蚀的研究还是以实验研究为主，而对于减小冲刷腐蚀影响措施的研究更是少见，已有 的计算冲刷腐蚀失重率的公式和算图也是建立在实验基础上的，因此其适用范围是有一定的 局限性的，所得出的结果也往往受到争议。因此在此方面的工作需要进一步的完善，以便为 以后的研究提供依据，尤其对石油化工行业的生产实践有一定的指导意义。鉴于中国石化大连分公司催化裂化油浆系统频繁出现阀门失效和管道泄漏的情况，参考 了国内外有关冲刷腐蚀方面的研究，结合实际生产中的失效样本进行测定分析，确定失效原 因；通过数值模拟预测因冲刷腐蚀主要因素引起的危险部位，
11、从而设计测厚点，用以指导工 程实践；同时归纳出在不同工况下，冲刷腐蚀危险部位的分布特点及冲蚀规律，以便对以后 的生产监控给以指导；对盲三通等改造方案与原设计方案进行比较，深入研究改造的意义和 作用，以期对冲刷腐蚀防治措施有一个更加全面深入的研究。2 样本宏观及微观检查和分析2.1 宏观检查图 1 弯头图 2 弯头（内）图 3 三通图 4 三通（内）精品论文推荐对三催化裂化油浆系统被改造的DN50管线进行宏观检查，弯头和三通已经出现泄漏点，进行过包套处理。 弯头1的焊缝附近，有一个明显的腐蚀坑，大小约一厘米左右的橄榄形，明显是冲刷腐蚀导致的。观察焊口部位，焊口内侧有一道明显的焊疤，而且焊缝不能呈
12、流线形，所以在油 浆流动过程中，很容易形成湍流，尤其在流动状态改变的情况下，更容易发生湍流，造成对 管道内壁的冲刷腐蚀很严重。2.2 金相检验图 5 弯头母材 50X图 6 弯头融合线部位 50X图 7 三通 12X图 8 三通母材 50X检验结果及分析：焊口附近部位母才的基本组织为带状分布的铁素体+珠光体，基体晶 粒较细小，均匀，组织处于平衡状态。弯头和三通的焊缝组织主要为粗大的二次结晶组织，部分铁素体具有魏氏组织的形态。 融合线附近焊缝金属到基体金属的过渡部分，焊接时，这个地方的金属处于局部融化状态，除弯头三焊接接头融合线处晶粒比较均匀外，其余接头融合线处的晶粒十分粗大且粗细 不均，组织处
13、于不平衡状态，在这种组织粗细不均匀的混晶区是产生应力腐蚀破断的最薄弱 环节。焊接接头抗腐蚀行为除受组织不均匀性的影响外，另一方面还受焊接应力的影响，虽然 焊接接头进行了应力退火处理，但不可能完全消除焊接应力，焊接接头中仍有焊接残余应力， 而且焊接残余应力的大小在整个焊接接头中的分布是很不均匀的，不均匀的焊接残余应力必 然对焊接接头各个区域的抗腐蚀能力不同。一般来说焊接残余应力在热影响区近缝区为拉伸 应力，而在远离焊缝的基体上为拉应力。2.3 扫描电镜及 EDS 能谱分析12精品论文推荐图 9 弯头 X500图 10 弯头 X100图 11 三通 X500图 12 三通 X100扫描电镜结果及分
14、析： 通过扫描电镜对弯头试样表面进行分析，图 2.9图 2.13 表 明试样表面主要是点蚀产生凹坑，其中部分展现出冲刷流道的形貌，但并不明显。通过 EDS 能谱分析发现腐蚀产物中含有大量的硫和铁，还有少量的氧、磷等元素，说明 腐蚀产物主要是氧化物及硫化物。3 热应力及膨胀量计算3.1 管系热应力分析方法据化工工艺设计手册21， =e =l = tEtEt lEt t 应力kgf / cm2 ；Et 钢材在计算温度下的弹性模数；l 管子的膨胀量l 管子的长度cm ；cm ；t 钢材在计算温度下的线膨胀系数1/；t 温升；e 管单位长度的线胀量3.1.1 泵预热线热应力计算cm / cm 。查化工
15、设备算图手册22得：表 1 20#钢弹性模数指标管材含碳量 0.3%温度 t/弹性模数 Et /106 kgf / cm220#钢0.17-0.24%3001.8220#钢0.17-0.24%3501.7720#钢0.17-0.24%4001.69用插值法，取 20#钢（含碳量 0.3%的碳素钢，石油裂化用无缝钢管）在 330时的弹性模数为1.78 106 kgf / cm2 ；在 360时的弹性模数为1.76 106 kgf / cm2 。计算热应力为：330时， =e = 1.78 105 4.15% = 7387MPa360时， =E ttE e = 1.76 105 4.65% = 8
16、148MPa查石油化工工程师实用技术手册23得：表 2 20#钢许用应力指标管材含碳量 0.3%使用温度/温度 t/许用应力 t /MPa20#钢0.17-0.24%47530010120#钢0.17-0.24%4753509220#钢0.17-0.24%47540086用插值法，取 20#钢（含碳量 0.3%的碳素钢，石油裂化用无缝钢管）在 330时的许用应力为 95MPa ；在 360时的许用应力为 90.5MPa 。比较可知，在温度分别为 330和 360时，均有 t ，故此两种情况是在没有安 装膨胀节（弯）的最危险工况下，热应力不满足要求。3.1.2 烟道旁路热应力计算同 3.1.1
17、计算热应力为：t330时， =360时， =E e = 1.776 105 4.15% = 7370.4MPatE e = 1.752 105 4.65% = 8146.8MPa查石油化工工程师实用技术手册23及 GB150-1998钢制压力容器24得：表 3 321 钢许用应力指标管材含碳量使用温度/温度 t/许用应力 t /MPa321 钢0.08%196 700 300114321 钢0.08%196 700 350111321 钢0.08%196 700 400108用插值法，取 321 钢（含碳量 0.08%的奥氏体不锈钢管）在 330时的许用应力为112.2MPa ；在 360时的
18、许用应力为110.4MPa 。比较可知，在温度分别为 330和 360时，均有 t ，故此两种情况在没有安装 膨胀节（弯）的最危险工况下，热应力不满足要求，需增设膨胀装置。3.2 膨胀量分析方法ll 由线胀量公式 e =，当有膨胀装置的情况下， e =，ll其中 为膨胀装置的膨胀余量， l 为没有安装膨胀装置情况下的膨胀量， l 由安装尺寸获得， l 由化工设备算图手册22 查得的 e 算得。设 Et e = Etl = lt，计算得膨胀装置需要的最小膨胀余量。3.2.1 烟道旁路膨胀量计算查化工设备算图手册22得：线胀量 e，在 330时,e=4.15%;在 360时,e=4.65%. 烟道
19、旁路 l = 4m = 4000mm ，故在 330时， l = l e = 4000mm 4.15% = 166mm同理，在 360时， l = l e = 4000mm 4.65% = 186mm上一节，用插值法已经求得 321 钢，在 330时，弹性模数为1.776 106 kgf / cm2 ，许用应力为112.2MPa ；在 360时，弹性模数为1.752 106 kgf / cm2 ，许用应力为110.4MPa ；l 将以上数据代入公式 Et e = Et= t ，求得l112.2在 330时，烟道旁路 = l l t = 166 4000 = 163.473mmtE1.776 1
20、05 110.4在 330时，烟道旁路 = l l t = 186 4000 = 183.479mmtE1.752 105烟道安装有膨胀节，且膨胀余量 = 30mm , 显然 ，所以膨胀节不能满足管路膨胀设计要求。4 漏点原因分析（1）由于油浆中含有S，而S对20#钢有明显的点蚀，加速了管道内壁的冲刷腐蚀作用。（2）接管在对接时，采用的是全焊透，外侧单面焊双面成形，通常采用钨极氩弧焊打底和手弧焊5。在焊接过程中，内表面会出现一道明显的焊疤，而且凸起程度有所不同，严重影响了流体的流动，会出现流线波动，速度和压力也会随之变化，而且容易使催化剂流动 状态瞬间变化，形成冲刷腐蚀较严重的部位。（3）因为
21、泄漏点多出现在焊口附近，故对其进行热应力分析。经计算热应力不满足设 计要求，膨胀量不够。（4）冲刷腐蚀主要受流速、压力和攻角的影响，第五章将主要从这三方面做以计算和 模拟。5 危险点数值模拟5.1 预热线DN50*300变径表 4 预热线DN50*300变径工况P2201/1.2管径mm压力MPa温度催化剂含量g/L粘度Pas油浆密度kg/m3速度m/s变径DN50*3001.036020.0489705分析和结论：图13 预热线DN50*300变径速度场及压力场模拟（1）从速度场的分布图可以看出，在DN50段速度较大，达到 5.41m / s ，在DN50与过渡 区交接处速度发生突变，骤然变
22、小。速度矢量场的分布图显示此管段并未发生涡流。（2）从压力场的分布图可以看出，从DN50到DN300，压力逐渐变大。最大达到2.50 102 Pa 。此过渡区属于危险部位，应给与重点监控。5.2 暖泵线DN50弯头表 5 暖泵线DN50弯头工况P2201/1.2管径mm压力MPa温度催化剂含量g/L粘度Pas油浆密度kg/m3速度m/s暖泵线弯头DN501.036020.04897056.62分析和结论：图14 暖泵线DN50弯头速度场及压力场模拟（1）从速度场的分布图可以看出，DN50直角弯头内壁，靠内弧的一侧速度较大，接近71.3m/s，且此处为转弯处，攻角较小，所以此区域冲刷磨损相对较严
23、重，应给与重点监控。 另外，沿外弧的下游方向，也有一段速度较大区域，随着初始条件的不同，会有所移动和延 伸，此区域也应不定期的给与监控，以避免出现漏点。（2）从压力场的分布图可以看出，DN50直角弯头内壁，靠外弧的一侧压力较大，接近2.19 106 Pa ，且此处为转弯处，攻角较小，所以此处应给与重点监控。5.3 暖泵线20*50-50三通表 6 暖泵线20*50-50三通工况P2201/1.2管径mm压力MPa温度催化剂含量g/L粘度Pas油浆密度kg/m3速度m/s暖泵线三通20*50-501.036020.048970353.88分析和结论：图15 暖泵线20*50-50三通速度场及压力
24、场模拟（1）从速度场的分布图可以看出，进口段DN20和出口段DN50的拐点处速度变化较大， 最大速度可达5.96m/s；在出口段DN50区域，流体主要集中在来流对面一侧的管壁，且来流 正对一侧有突变区，所以在拐点和来流对侧速度突变区域冲刷磨损都相对较严重，应给与重 点监控。（2）从速度矢量场的分布图可以看出，流体经DN20进入到DN50以后，两侧分别出现涡 流，所以涡流内壁受到小攻角冲蚀磨损，此时，主要受切削作用的影响 ,正向应力相对作用较小。在切削作用和正向应力的联合作用下 ,表面基体金属被切削掉 ,并呈现出一定的方向性。当腐蚀较为严重 ,金属处于自腐蚀状态 , 磨损速度非常快，表面呈现为鳞
25、片状。此处 管壁应给与重点监控。（3）从压力场的分布图可以看出，流经三通拐点的流体压力逐渐减小，甚至在 DN50 管段的涡流区出现负值。这一涡流区域较易出现空蚀现象，使油浆产生巨大的冲击力撞击管 壁，造成严重的空蚀磨损，所以此区域也应重点监控。5.4 DN50弯头与DN50盲三通模拟比较表 7 DN50弯头与DN50盲三通工况管径 P2201/1.2mm压力 MPa温度催化剂含量kg/m3DN50 弯头-DN501.036020.0489705DN50 盲三通DN501.036020.0489705g/L油浆 粘度密度 Pas速度m/s图16 DN50弯头及盲三通速度场模拟图17 DN50弯头
26、及盲三通压力场模拟通过对DN50弯头和DN50盲三通流场的计算与模拟，得出以下分析和结论：（1）从速度场的分布图比较可以看出，DN50直角弯头内壁，靠内弧的一侧速度较大， 接近6.3m/s，且此处为转弯处，攻角较小，所以此区域冲刷磨损相对较严重；盲三通沿外弧 的下游方向，也有一段速度较大区域，且最大速度贴近管壁，约为8.93m/s。同时，在盲三 通的盲头，速度逐渐减小，甚至接近于零，可以使催化剂颗粒聚集在盲头，形成一层保护层， 大大减轻了对弯头外弧的冲蚀。（2）从压力场的分布图可以看出，DN50直角弯头内壁，靠外弧的一侧压力较大，接近1.01106 Pa ；而在盲三通的盲头部位，压力接近1.0
27、3 106 Pa ，与弯头相比较，压力无明显变化，但是攻角较大，切削作用较小。6 问题分析与总结（1） 管道泄漏发生原因,首先应考虑热应力和膨胀量问题。如此两项不满足要求，应增设 膨胀装置；如满足要求，则还应考虑冲刷腐蚀因素。（2） 选取定期监控测厚点。当影响因素集中的危险点伴有涡流时，小攻角情况下的切削 作用，更加速了冲蚀的速率，在此情况下，应该缩短监控周期。（3） 测厚点除选取危险部位以外，为考虑焊缝突起和缺陷，在焊缝周围也要增设测厚点， 避免因焊缝突起和缺陷引起的冲刷和腐蚀，此点在弯头及三通样本的宏观和微观检 查中已经有明显体现。（4） 用盲三通代替弯头，盲头速度逐渐减小，甚至接近于零，
28、可以使催化剂颗粒聚集在 盲头，形成一层保护层，大大减轻了对弯头外弧的冲蚀，可考虑在经常受冲蚀导致 泄漏的管道更换上采取此项改进措施。参考文献1 G. L. Sheldon and I. F innie. On the duct ile behavior of nominally brittle materials during erosive cuttingJ . Tans A SM E, 1966, 88B: 387- 3922 I. Finnie, J. Wo lak and Y. Kabil. Ero sion of metals by so lid part icles J . A S
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35、yzed that happened in Dalian Branch of China Petrol .The invalidation is caused by heat stress,expanding and erosion . Forcasting the risk point caused by erosion through computing simulation and analyzing,that can direct the design of measuring point.Comparing the alteration of blind tri-export pipe to the primary one ,research the means of alteration so as to achieve the all-around and in-depth research to the erosion defensing.Keywords：scourerosionabrade作者简介:杜晓丹(1982-),辽宁沈阳人,大连理工大学硕士研究生,课题研究方向为管道系统 的冲蚀预测及其防护;喻健良（1963-），湖南益阳人，教授，长期从事可燃气体燃烧爆炸与 爆炸抑制的技术研究工作。
