謝振強，曹學文，吳超，孫曉陽，趙湘陽，熊妮

（中國石油大學（華東） 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580）

管道輸送系統(tǒng)的安全運行是石油化工行業(yè)健康發(fā)展的基礎，對保障國計民生具有重大戰(zhàn)略意義。近年來，在頁巖氣、水合物等新能源勘探開發(fā)過程中，采出流體攜帶固體顆粒的含量較高。彎管作為油氣管道輸送系統(tǒng)中應用較為普遍的管件，極易受到管道流體中攜帶的機械雜質（如沙粒、鐵屑等）的沖蝕磨損。沖蝕磨損的直接作用是減小管道壁厚，從而降低管道的承壓能力，縮短相關設備的使用壽命，增加管道輸送風險。嚴重時會造成管道穿孔失效、油氣資源泄漏和環(huán)境污染，不僅造成巨大的經濟損失，還會給人民生產生活安全帶來威脅[1-2]。圖1 為顆粒對彎管造成沖蝕的實物圖，從圖中可以看出，顆粒沖蝕會使得彎管外拱45°附近的壁厚減薄甚至磨穿。

圖1 顆粒對彎管沖蝕的實物圖[1]Fig.1 Picture of elbow erosion caused by particles[1]

沖蝕指的是流體中所含的固體顆粒沖擊或刮擦金屬表面，從而引起金屬表面材料損失的現(xiàn)象[3-4]。沖蝕現(xiàn)象廣泛存在于多種工業(yè)領域（如采礦、冶金、水利、石油等）中，暴露在運動流體中的設備和過流部件（如泵、閥門、彎管、三通等）的內表面均會受到沖蝕破壞。統(tǒng)計研究表明，彎管的沖蝕磨損量是直管段沖蝕磨損量的50 倍[5-8]。

根據Meng 等[9]的研究，發(fā)現(xiàn)影響沖蝕的因素多達33 個，這導致沖蝕研究十分復雜。這些影響因素可分為以下幾類：（1）流體介質特性，如流速、黏度、流動狀態(tài)等；（2）固體顆粒特性，如密度、硬度、體積濃度、形狀等；（3）受沖蝕表面特性，如硬度、韌性、材料屈服強度等；（4）過流部件的幾何形狀，如管徑、彎徑比、彎曲角度等。

目前，國內外對固體顆粒彎管的沖蝕研究主要有試驗研究和數值模擬兩種方法，得到的結論多為沖蝕率隨某一參數的變化關系，難以準確描述沖蝕率和多個參數之間的綜合函數關系，沖蝕率測量和預測精度較低。對于沖蝕模型的研究，多是基于特定工況下測量參數擬合的經驗或半經驗模型，適用范圍窄，且不能從機理上對沖蝕進行準確解釋。不同專家學者的沖蝕理論各自成派，模型差異較大，目前尚未形成統(tǒng)一的被普遍認可的沖蝕理論。對于工程中常見的防沖蝕方法，文獻記載較為分散，未見統(tǒng)一歸納總結。

本文針對以上沖蝕理論和防沖蝕方法研究中存在的缺陷，歸納總結了國內外現(xiàn)有的典型彎管沖蝕理論以及防沖蝕方法，并對沖蝕理論研究中存在的問題和防沖蝕方法未來的發(fā)展方向進行了總結和展望。以期為油氣管道系統(tǒng)完整性管理、油氣儲運安全和流動保障等方面的研究提供借鑒，同時，也為工程應用上的管道防沖蝕設計，提高管輸效率提供幫助和指導。

1 沖蝕理論模型研究

自20 世紀60 年代以來，許多專家學者對固體顆粒沖蝕進行了大量實驗和數值模擬研究，提出了各自的沖蝕模型。

1.1 常見沖蝕準則

1.1.1 API 沖蝕準則

目前在油氣行業(yè)中，國內外廣泛使用的預測管道最大沖蝕速率的規(guī)范是美國石油協(xié)會（API）提出的API RP 14E 標準[10]。此標準所采用的模型是一個簡單的經驗參數模型，公式如下：

式中：eV為管道系統(tǒng)臨界流速；c為經驗常數，根據具體適用性研究確定，對于連續(xù)作業(yè)，取值范圍為100～200；ρm為操作壓力和溫度條件下的氣液混合物密度。

1.1.2 DNV 沖蝕準則

另一個常見的沖蝕預測模型是挪威船級社（DNV）[11]提出的，此模型相對API RP 14E 標準有了很大進步，將碰撞角函數和顆粒速度納入模型，其公式如下：

式中：ER 為目標管件的沖蝕速率，定義為材料在單位面積上單位時間內損失的質量；F(α)為碰撞角函數；C為常數，對于鋼管，C=2.0×10–9；參數Ai取值見表1。

表1 DNV 模型Ai 取值Tab.1 Values of Ai in DNV model

1.1.3 沖蝕準則對比分析

從以上公式可以看出，API RP 14E 是通過規(guī)定沖蝕發(fā)生的最小流體速度來控制管件的沖蝕，沖蝕僅與流體混合物的密度相關。但實際上，流體密度不變時，流速較高的管道顯然比流速低的管道沖蝕更嚴重。另外，公式(1)過于簡單，對在流體密度相同的所有工況下計算出的許用臨界速度均相同，這顯然與工程實際不符。實際應用中，公式(1)估算的值誤差較大。另外，公式(1)未體現(xiàn)各種參數對沖蝕的影響，特別是對產生沖蝕的關鍵因素——沙粒，沒有任何考慮，這顯然是不合理的。

DNV 沖蝕預測模型相關參數的確定是基于大量的實驗結果和數值計算結果，相比API RP 14E，公式(2)中考慮了影響沖蝕的兩個重要因素——顆粒速度和角度。公式(2)可以計算直管、彎管、三通、變徑管、焊接接頭等管件的沖蝕速率。但未考慮流體特性、顆粒形狀、大小、顆粒質量流量等其他影響沖蝕的因素。

1.2 典型沖蝕模型

1.2.1 微切削理論模型

塑性材料的微切削理論是世界上首個沖蝕機理理論，由Finnie[12]在1958 年提出。該理論認為，固體顆粒高速撞擊靶材表面時，顆粒的尖角就像一個微型刀具，刺入材料表面，并將靶材表面的材料以切削方式帶走，其原理如圖2 所示。

圖2 微切削原理圖Fig.2 Schematic diagram of micro-cutting

Finnie[13]在1960 年根據實驗數據對公式進行了修正，得到沖蝕率隨入射角變化的關系式如下：

式中：V為材料的沖蝕率；K為粒子分數；m為沖蝕粒子的質量，kg；vs為粒子沖擊速度，m/s；σy為靶材的屈服強度，Pa；n為磨損體積對粒子沖擊速度的依賴度；α為顆粒入射角，(°)；α0為臨界入射角，(°)。

1.2.2 變形磨損理論模型

1963 年，Bitter[14-15]提出了變形磨損理論，該理論從能量平衡角度入手，將沖蝕磨損分為切削磨損和變形磨損兩部分，總的沖蝕量是兩部分的代數和。當顆粒撞擊靶材產生的沖擊應力小于靶材表面的屈服強度時，靶材僅發(fā)生彈性形變。變形磨損理論的模型公式如下：

式中：m是顆粒質量，V是顆粒速度，α是顆粒入射角，φ和ε分別是剪切和切削變形所消耗的能量。

1.2.3 E/CRC 沖蝕模型

美國Tulsa 大學的沖蝕/腐蝕研究中心（E/CRC）[16-17]在管道沖蝕方面也進行了大量的實驗研究和數值模擬，并在此基礎上，提出了E/CRC 沖蝕預測模型。此模型在考慮顆粒沖擊速度和入射角度的基礎上，又加入了靶材硬度和顆粒形狀兩個因素，沖蝕模型如下：

式中：對于鋼管，經實驗擬合的經驗常數K=2.17×10–7；BH 為靶材的布氏硬度；Fs為顆粒形狀系數（表示與顆粒同體積的球表面積與顆粒面積的比值），對于尖角顆粒，F(xiàn)s=1，對于半球形顆粒，F(xiàn)s=0.53，對于球形顆粒，F(xiàn)s=0.2；參數Ri見表2。

表2 E/CRC 模型Ri 取值Tab.2 Values of Ri in E/CRC model

1.2.4 Oka 沖蝕模型

Oka 等[18-19]在考慮顆粒入射角度和沖擊速度的基礎上，還加入了顆粒直徑、顆粒形狀、顆粒材料特性、靶材硬度等參數，公式如下：

式中：HV 為管道材料的維氏硬度；dc為顆粒參考直徑，m；uc為顆粒的參考撞擊速度，m/s；k0、k1、k2、k3、n1、n2、dc和uc的具體數值見表3。

表3 Oka 模型參數取值Tab.3 Parameters in Oka model

1.2.5 多相流沖蝕模型

多相流由于其廣泛存在性和高度復雜性（不同流型、非定常、相界面復雜多變等），一直是研究的熱點，多相流狀態(tài)下的沖蝕也是近年來全球沖蝕研究的最新方向和難點。因此，本文對多相流沖蝕進行深入的分析和總結。

國外對多相流沖蝕的研究起步較早，目前對于多相流沖蝕研究較為先進的是Tulsa 大學的E/CRC。Salama[20]通過考慮多相流中沙粒直徑和混合物密度的影響，提出以下沖蝕臨界速度代替API RP 14E 標準的公式：

式中：ρm是混合密度，kg/m3；Vm是混合速度，m/s；W為砂流率，kg/s；D為管徑，mm。

之后，McLaury[21-22]考慮了多物理變量，如流體特性、管道幾何尺寸、管材、沙粒特性等因素，提出一個綜合的多相流沖蝕預測模型，并用實驗數據和多相流理論對模型進行豐富和改進，其沖蝕預測方程如下：

式中：h為沖蝕率；FM是考慮材料硬度的經驗常數；FP是沖蝕因子；VL是顆粒沖擊速度；Fr/D是彎頭曲率因子；Cstd是標準彎頭曲率因子，Cstd=1.5。

Mazumder[23-24]對McLaury[21-22]的模型進行了改進，對多相流中的顆粒分布、夾帶作用以及特征顆粒沖擊速度的計算進行了優(yōu)化，提出的液滴夾帶率可用式(16)計算。

式中：We 是韋伯數；ReF是液體雷諾數。

之后，Vieira[25]對不同表觀氣、液速度條件下的多相流沖蝕進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)氣控多相流中，液量的增加可減緩沖蝕。Zhou 等[26]研究了顆粒形狀以及旋流強度對多相流沖蝕的影響。Zahedi 以及其他學者[27-29]將機器學習、隨機森林回歸算法、環(huán)狀流建模等新技術引入多相流沖蝕的研究中，豐富了多相流的沖蝕模型。

國內對于多相流沖蝕的研究尚處于起步階段，研究主要集中于管道幾何、氣液流速、顆粒尺寸等宏觀參數對沖蝕的影響，采用的研究方法為數值模擬和實驗測試。于飛等[30]將歐拉多相流與離散相模型結合，研究了不同彎頭幾何參數條件下，氣固兩相流造成的沖蝕。錢東良[31]以番禺35-2 海底輸氣管道為例，用數值模擬和灰色關聯(lián)分析了沙粒流速、質量流量等因素對沖蝕的影響。王凱[32]提出相對沖蝕的概念，并研究了斯托克斯數對沖蝕機理的影響。李增亮等[33-34]研究了單個角形顆粒撞擊金屬靶材并對靶材表面產生損傷的過程，為沖蝕機理的研究提供了新思路。

中國石油大學（華東）多相流研究課題組對多相流沖蝕也進行了大量的實驗和數值模擬研究。曹學文等[35-37]對水平管段塞流條件下的沖蝕進行了研究，分析了段塞體的流動特征對顆粒分布和沖蝕的影響。彭文山等[38-40]對水平彎管中含沙分散泡狀流和豎直管中段塞/乳沫流的沖蝕機理進行了分析，并對沖蝕速率進行了預測。

1.3 沖蝕模型分析總結

Finnie[12]的微切削理論僅適用于入射角較小的情況，當入射角較大（如90°垂直入射）時，顆粒會在靶材表面產生撞擊坑，而非切削，因此Finnie[13]后期對其進行了修正。修正后的公式雖然可與其實驗數據吻合，但受其本身代表的切削原理限制，對大入射角顆粒產生的沖蝕預測不準確，且未考慮沖蝕的顆粒形狀、硬度、顆粒質量流量等其他因素的影響。

Bitter[14-15]的變形磨損理論可以很好地適用于入射角較大的情況，當顆粒以較大的入射角頻繁撞擊靶材表面時，靶材表面會產生加工硬化。但沖蝕影響因素僅考慮顆粒速度和入射角兩個變量，未考慮影響沖蝕的顆粒形狀、硬度、顆粒質量流量等因素，不能全面解釋沖蝕發(fā)生的機理。

E/CRC 沖蝕模型[16-17]在變形磨損理論的基礎上，又考慮了靶材硬度和顆粒形狀因素的影響，這進一步提高了沖蝕預測的精度，可以預測干燥材料表面和潮濕材料表面的沖蝕速率。但E/CRC 沖蝕模型實驗數據的來源主要為氣固兩相流和以氣相為主的多相流，對含液量高的沖蝕預測較差。影響因素的考慮仍不夠全面。

Oka[18-19]模型相對比較綜合，除了顆粒入射角度和速度，還考慮了靶材密度、硬度、顆粒直徑等影響沖蝕的幾個主要因素，模型預測值的準確度也更高。其缺點是，未考慮顆粒形狀影響，對沖蝕速率存在較大的過度預測。

目前，關于沖蝕的研究最新和最難的部分是多相流沖蝕，以下對多相流沖蝕進行深入總結。國外對于多相流沖蝕的數學模型主要基于單相氣體沖蝕的實驗數據，模型中的相關參數取值都是基于實驗數據擬合而非物理機理，得到的經驗參數也僅適用于實驗所涉及的工況范圍，沖蝕模型普適性較差。另外，沖蝕預測模型考慮的影響因素數量有限，建立的模型并不能反映沖蝕發(fā)生的機理，因此與實際相比，模型計算的沖蝕率有較大的誤差。在模型中，未考慮多相流中的氣液相分布、相間作用、顆粒運移特性、流型、沉積率等重要因素。因此，多相流沖蝕模型尚處于初步發(fā)展階段，還有許多重要因素未加入模型，許多難點尚未克服，在此領域，未來還有很大的機遇和挑戰(zhàn)。

對于實際工程應用，目前大多數沖蝕模型的預測都較為保守，預測的沖蝕值往往高于實際發(fā)生的沖蝕。API RP 14E 模型[10]的計算最為簡單，預測也最為保守，預測的沖蝕值可能比實際的高10 倍，適用性不強。DNV 模型[11]所采用的數據庫基于實際生產數據，較為廣泛和全面，對于沖蝕預測的平均值估算較好，但對局部沖蝕的預測不準確。Finnie[12-13]、Bitter[14-15]和Oka 模型[18-19]基于部分物理規(guī)律和實驗室數據，僅適用于實驗室研究，不適用于大規(guī)模管徑的工業(yè)管道的預測和應用。E/CRC[16-17]模型的優(yōu)點是，適用于濕潤表面，模型數據庫來源為小管徑管道，對于工業(yè)大管道的應用尚有較大誤差。多相流模型尚處于起步階段，研究不成熟，不適宜大規(guī)模的工業(yè)應用。綜合來看，采用DNV 標準對工業(yè)大管徑管道的沖蝕進行預測，可以獲得相對較好的效果。

綜上所述，目前國內外對于彎管固體顆粒沖蝕理論模型的研究尚處于發(fā)展階段，相關研究結果尚不成熟，雖然有學者根據實驗擬合了沖蝕速率和多個參數之間的綜合函數關系，但公式適用范圍窄、不精確。對于沖蝕機理的研究多是基于特定工況下實驗數據擬合的經驗和半經驗公式，難以從機理上對沖蝕過程進行合理解釋，并形成被普遍認可的沖蝕理論。

作者認為，從微觀上，可以將多相流彎管顆粒的沖蝕看作顆粒撞擊靶材引起表面材料變形和損失的過程；從宏觀看，是大量顆粒多次撞擊壁面造成變形和損失的統(tǒng)計結果，顆粒的統(tǒng)計分布規(guī)律對沖蝕的影響尚不清楚，有待進一步研究。沖蝕是個動態(tài)發(fā)展變化的過程，前期顆粒對壁面的頻繁撞擊可能會使壁表面產生加工硬化，致使后期顆粒撞擊產生的沖蝕效果與前期有所不同，是另一個值得研究的方向。另外，多相流流型、顆粒在氣液兩相中的分布規(guī)律、顆粒在相間的遷移過程等對多相流沖蝕也產生一定的影響，在沖蝕研究中，這些未考慮的因素值得進一步拓展研究。

2 防沖蝕方法研究

早期石油工業(yè)中，為了降低管道的沖蝕速率，往往采用降低生產流速的方式。但這種做法會減小產量，降低工作效率，很不經濟。目前，工程上常見的防沖蝕方法主要有兩大類：一類是在管道內壁涂敷防沖蝕涂層，另一類是改變彎管的幾何形狀。鑒于國內尚未有學者對此進行總結，本文特將其總結概括，以期為工程管道的防沖蝕應用提供借鑒。

2.1 防沖蝕涂層

防沖蝕涂層的種類很多，大致可分為金屬涂層、非金屬涂層和復合涂層三類。涂層的耐沖蝕性能定義為清除基體表面單位體積材料所需的能量。

2.1.1 金屬涂層

金屬防沖蝕涂層是在原有易被沖蝕金屬表面鍍一層比基體材質強度更高的金屬，或對基材進行表面處理，使其表面強度提高，從而保護內層金屬不被顆粒沖蝕的目的。從1882 年英國人Hadfield 發(fā)明了耐磨性能優(yōu)良的高錳鋼開始，各種耐磨材料開始被開發(fā)生產出來，在20 世紀80 年代，英國開始在鍋爐管道內表面噴涂75Cr3C2/25NiCr 和Mn2O3，作為防沖蝕涂層。隨著冶煉、鑄造、熱處理和機加工工藝日益發(fā)達，等離子噴涂、高速電弧噴涂等新工藝的應用，提高了耐磨材料的各種力學性能[41-50]。

姜峰等[51]采用溶劑法對304 不銹鋼進行熱浸鍍鋁，顯著提高了304 不銹鋼的耐沖蝕性能，實驗研究表明，當304 不銹鋼熱浸鍍Al-3.0%Si-0.5%RE，在740 ℃左右浸鍍15 min，然后在820 ℃下擴滲4 h，基體和鍍層金屬之間會形成冶金結合的硬質鐵鋁金屬化合物合金鍍層，可達到最好的抗沖蝕性能。陳小明等[52]采用高速火焰噴涂系統(tǒng)，在基體金屬上噴涂了微米和納米結構的WC-10Co-4Cr，研究表明，納米結構涂層組織致密、孔隙率低，提高了涂層的硬度、韌性和結合強度，增強了涂層的抗沖蝕性能。黃達等[53]采用離子注入的方法，對TC4 鈦合金基體與TiN/Ti涂層的結合力與抗沖蝕能力進行了研究。結果表明，Mo、Ti、Nb 3 種離子注入TC4 基體后，都會增強TiN/Ti涂層的結合力，從而增強了涂層的抗沖蝕能力。

2.1.2 非金屬涂層

非金屬涂層主要由環(huán)氧粉末、陶瓷等非金屬材料制成。相比金屬涂層，陶瓷涂層具有非常好的抗高溫沖蝕特性，但陶瓷材料噴涂成本比較高，噴涂工藝比較復雜，且涂層表面容易出現(xiàn)裂紋，導致涂層易脫落。單一的金屬或者陶瓷涂層的防沖蝕效果都不理想，因此專家學者考慮將二者結合起來，制作復合涂層。

2.1.3 復合涂層

呂振林等[54]采用射流沖擊實驗研究了復合材料中SiC 顆粒尺寸對其抗沖蝕特性的影響，發(fā)現(xiàn)隨著SiC 顆粒尺寸增大，SiC 顆粒/鑄鐵復合材料的抗沖蝕磨損能力增強。但增強顆粒和金屬液體之間的潤濕性較差，顆粒和金屬基體之間的結合強度不夠。

為了解決顆粒增強復合材料中顆粒和金屬基體之間結合強度低的問題，采用纖維增強的形式提升復合材料的耐沖蝕性能。目前應用較多的是碳纖維、硼纖維、碳化硅纖維等[55]。

碳纖維增強金屬基復合材料是纖維增強金屬基復合材料中使用最廣泛的。碳纖維質量輕、密度小，有良好的熱疲勞性能。硼纖維增強金屬基復合材料中，硼纖維的強度遠高于其他陶瓷纖維，具有高模量和低密度的特性。其優(yōu)點是，與大多數金屬基體之間的潤濕性較好，界面反應低，但硼纖維直徑大，易發(fā)生縱向斷裂。碳化硅纖維增強金屬基復合材料具有許多優(yōu)點，如比強度和比模量高、高溫性能和尺寸穩(wěn)定性良好、抗老化和抗疲勞性能優(yōu)良等。

纖維增強金屬基復合材料的缺點是制造成本高，且纖維增強金屬基復合材料本身存在各向異性，從而限制了其應用。隨著制造工藝不斷進步，出現(xiàn)了雙連續(xù)相復合材料，如泡沫陶瓷/金屬雙連續(xù)相復合材料。在此材料中，陶瓷相和金屬相連續(xù)分布、互相貫穿支撐，可以通過調節(jié)陶瓷相的體積分數來調節(jié)復合材料的整體密度，滿足特定的使用環(huán)境要求。兩相之間的界面結合力較好，避免了各向異性和不均勻性。

萬偉等[56]對SiC 泡沫陶瓷/球墨鑄鐵雙連續(xù)相復合材料的耐沖蝕性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)在該材料中，陶瓷相和金屬相之間形成了兩個互相貫穿和支撐的三維網絡。由圖3 可知，該材料的宏觀和微觀形貌中都含有三維連通孔的骨架結構，這種網絡結構有助于最大限度地保留兩相的優(yōu)勢，使此復合材料的抗沖蝕性能得到大幅提升。

圖3 雙尺度碳化硅泡沫陶瓷[48]Fig.3 Double-scale silicon carbide foam ceramics[48]: a) millimeter scale pore-size; b) micrometer scale pore-size

2.2 防沖蝕結構

除了在管道內表面增加涂層來增強管道抗沖蝕能力的方法外，也有一些專家學者通過改變彎管幾何形狀和尺寸的方法來減緩沖蝕。HammerTek 公司生產的Vortice EII 彎管渦旋結構（如圖4）[57]，可以使顆粒在漩渦的作用下旋轉，從而改變其運動方向，避免直接撞擊彎頭，導致嚴重沖蝕磨損，而且由于顆粒的分離特性，顆粒在漩渦流場中可以被再次加速，而不至于沉積。

圖4 Vortice EII 彎管渦旋結構[57]Fig.4 Vortice EII elbow vortex structure[57]

曾子華等[58]研究發(fā)現(xiàn)，通過將一定橫截面的幾何形狀（矩形、三角形）按照一定的間距分布在直角彎管20°～80°的外拱內壁上，可以明顯增加彎管的抗沖蝕性能，且矩形肋條的抗沖蝕性能較好。季楚凌等[59]運用仿生學理論，仿照沙漠蝎子蜥蜴等生物體表形態(tài)，對彎管外拱內壁設置橫縱凹槽和圓形凹坑，并進行數值模擬（如圖5），發(fā)現(xiàn)橫槽型彎管的抗沖蝕性最好。孫鴻志等[60]運用仿生學理論，仿照抗泥沙沖蝕的扇貝外殼設計了彎管的抗沖蝕肋條，肋條垂直管流方向，分布于彎管10°～90°，可達到良好的抗沖蝕性。

圖5 三種仿生內壁加厚彎頭三維示意圖[59]Fig.5 3D diagrams of three kinds of bionic inner wall thickening elbows[59]: a) transverse rib groove; b) longitudinal rib groove;c) pits

2.3 防沖蝕方法分析總結

2.3.1 防沖蝕涂層

金屬抗沖蝕涂層主要是Ni-Cr 合金和Fe-Cr 合金，涂層和基體結合強度高。多數金屬抗沖蝕涂層和耐磨合金的制備需要加入Mo、Ni、Cr 等稀有元素，使其制備和使用受到了限制。陶瓷材料的噴涂成本比較高，噴涂工藝比較復雜，且涂層表面容易出現(xiàn)裂紋，導致涂層易脫落。復合涂層由金屬相和非金屬相組成，兩相之間的優(yōu)勢可以互補。金屬相的韌性良好，可以彌補非金屬相韌性不足的缺點，非金屬相由于硬度高、耐磨性好，可以彌補金屬相耐磨性差的缺點，但是兩相之間的均勻融合較為困難。

防沖蝕涂層的優(yōu)點是，可以較好地貼合管件原有的內部結構，對管道內流體的流動影響微小。但其缺點是，噴涂工藝復雜，成本高，且涂層易出現(xiàn)裂紋、脫落等情況，引起失效。

2.3.2 防沖蝕結構

防沖蝕結構主要是通過改變原有的管道幾何形狀，使流體的流動狀態(tài)發(fā)生變化，進而改變顆粒運動，到達減緩沖蝕的目的。防沖蝕結構多借鑒仿生學的理論和幾何結構，有很好的發(fā)展前景。但目前防沖蝕結構尚處于設計研究階段，距批量加工制造和大規(guī)模工程應用還有很長距離。

3 結論與展望

目前，對于彎管固體顆粒沖蝕的理論模型研究尚處于發(fā)展階段，研究結論多是基于特定工況擬合的經驗公式，適用范圍窄，不能從機理上對沖蝕進行合理解釋，并形成能準確描述沖蝕速率和多參數之間的綜合函數關系。對于防沖蝕涂層，復合材料涂層兼具金屬和非金屬涂層高強度和高韌性的優(yōu)點。防沖蝕管道結構是通過改變管內流體流動，避免固體顆粒直接撞擊管道脆弱部位，提高了其抗沖蝕性能。今后，彎管固體顆粒的沖蝕理論和防沖蝕方法的發(fā)展方向體現(xiàn)在以下幾個方面：

1）彎管固體顆粒沖蝕理論模型的豐富完善。在顆粒入射角度、沖蝕速度、靶材硬度等基本參數的基礎上，不斷加入更多新的影響沖蝕的變量，如流動的流型、統(tǒng)計理論、顆粒在兩相中的分布、顆粒相間遷移等，以期進一步完善沖蝕理論模型。

2）對于管道內壁防沖蝕涂層的發(fā)展和應用，將更加偏向于開發(fā)新材料。復合材料的防沖蝕涂層兼具金屬相和非金屬相的優(yōu)點，是未來發(fā)展的方向。納米材料和先進的加工工藝可為其發(fā)展完善，提供助力。

3）對于管道防沖蝕結構的發(fā)展和應用，今后會越來越多地借鑒仿生學的方法和技術，其設計會結合學科交叉和遷移。