王嘯鵬 肖卓楠 吳佳森 陳偉鵬

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院,內(nèi)蒙古 包頭 014010)

流動加速腐蝕(FAC),是流經(jīng)管道碳鋼表面的單相流或雙相流,對管道表面起重要保護(hù)作用的氧化膜造成溶解,致使保護(hù)性氧化膜變薄,碳鋼合金的腐蝕速率加劇的一種現(xiàn)象。二十世紀(jì)后期,隨著核電站在世界各地的普及,流動加速腐蝕(FAC)現(xiàn)象開始在大部分核電站發(fā)生,致使核電站管道泄露,泄露會造成嚴(yán)重的事故,產(chǎn)生經(jīng)濟(jì)損失甚至工作人員的傷亡[1-4]。隨著時間的推移我國也廣泛推廣了超超臨界機組的應(yīng)用,但因為流動加速腐蝕現(xiàn)在在機組內(nèi)的大范圍發(fā)生,會產(chǎn)生很多安全隱患管道內(nèi)結(jié)垢幾率變大,鍋爐內(nèi)壓差增大、汽輪機內(nèi)高壓缸部位沉積嚴(yán)重等一系列安全問題[5]。從上述FAC 的種種危害可以看出,在整個給水、輸水系統(tǒng)中FAC現(xiàn)象普遍存在,不僅會造成人員、機組設(shè)備的安全隱患,甚至對世界的核電發(fā)展造成不可估量的負(fù)面影響。因此建立FAC模型研究其作用機理,根據(jù)其機理制定相對應(yīng)的預(yù)防手段,以便機組可以安全平穩(wěn)的運行對核電站的經(jīng)濟(jì)效應(yīng)和安全發(fā)展具有重大意義。

1 流動加速腐蝕影響因素

流動加速腐蝕(FAC)主要受流體動力學(xué)、環(huán)境和材料三大因素影響。介質(zhì)在管道中的流動狀態(tài),主要受介質(zhì)流速、蒸汽質(zhì)量、管道內(nèi)壁面的粗糙度、管道幾何形狀、兩相流中水蒸汽的百分比含量等,都會對管道壁面的FAC 速率造成影響。流動加速腐蝕受流體動力學(xué)的影響是多方面相互作用的,其中主要方面是通過影響壁面腐蝕產(chǎn)物向主流區(qū)擴散的傳質(zhì)速率,其中最明顯的是管壁附近流體邊界層中的擴散作用。流動加速腐蝕同時也受管道內(nèi)環(huán)境的影響,如介質(zhì)溫度、電位、pH 值、溶解氧、pH 減化劑等。這些因素通過對化學(xué)平衡的影響,例如金屬的離子化傾向和保護(hù)性氧化膜的生成等。

在電廠工況中,彎管、孔板、變徑管等部位,因該類部位管道結(jié)構(gòu)的變化明顯,管型的變化會急劇改變流體的速度和其湍流程度,而這兩者的改變最終會導(dǎo)致流動加速腐蝕速率的增大。實際情況中,若流體介質(zhì)為兩相流時,如水中含有水蒸汽,液相中存在的氣相氣泡會對管道壁面產(chǎn)生沖擊作用,會對管道壁面的保護(hù)性氧化膜造成破壞,使得流動加速腐蝕現(xiàn)象加劇,當(dāng)介質(zhì)流速變高時,這種加劇作用更為明顯。另外,氣泡的尺寸、富集程度等也會對加劇作用有顯著影響。[6]。

對管型變化明顯的管道彎管處進(jìn)行數(shù)值模型建立,因為彎管的存在導(dǎo)致介質(zhì)的流速和流動方向都產(chǎn)生了極大變化,介質(zhì)壓力、湍流強度、剪切力等參數(shù)的大小分布也較直管段,有很大的不同,甚至使得介質(zhì)形成渦流。這些由彎管的存在而導(dǎo)致的不同,會使得介質(zhì)對壁面的沖擊增大,加速管道壁面的流動加速腐蝕現(xiàn)象。若在介質(zhì)中還存在第二相時,使得管道內(nèi)部流動更加復(fù)雜,流動加速腐蝕加劇的效果會被放大[7]。

2 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀

流動加速腐蝕還屬于一個較新興的研究流域,各國專家對其的研究理論還沒有成一個完成的理論體系,且主要集中在湍流條件下,而對兩相流的關(guān)注較少。國外對流動加速腐蝕兩相流的研究主要有,加拿大的U.Lotz 和J.Postlethwatie[8]教授在1990 年對化工流程中管道內(nèi)流動加速腐蝕的研究重點在,當(dāng)金屬材料分別被雙相流和多相流分別腐蝕時,兩種介質(zhì)條件下的區(qū)別。1998 年,Ma,K.T.,Ferng,Y.M.和Ma,Y.P.[9]在不用的管型中都通入汽液兩相流,發(fā)現(xiàn)當(dāng)介質(zhì)條件為兩相流一定時,管型的彎曲程度會對其腐蝕效果有顯著影響。

此外,國內(nèi)的一些研究學(xué)者也對此領(lǐng)域展開了一定的研究。劉忠等人[10]在2009 年進(jìn)行了流動加速腐蝕單相流的模擬研究,研究重點在于發(fā)現(xiàn)了,其腐蝕速率會受到介質(zhì)流速、溫度不同的影響。2011 年,陳頌英等人[11]模擬了廢熱鍋爐實際的管路運行情況,在介質(zhì)為含有汽泡的兩相流時,隨著流速的增大,會加劇汽泡對壁面的破壞,對壁面的保護(hù)性氧化膜破壞更重,最終加速流動加速腐蝕的腐蝕速率。

根據(jù)前文大量的文獻(xiàn)調(diào)研和實際情況了解,流動加速腐蝕(FAC)的作用機理非常復(fù)雜,是多種因素相互促進(jìn)影響的結(jié)果。單獨的沖刷腐蝕或化學(xué)腐蝕都不足以解釋,也不是兩種腐蝕的簡單疊加,而是兩種腐蝕互相促進(jìn)相互影響造成的現(xiàn)象。例如,當(dāng)流體流經(jīng)壁面對壁面產(chǎn)生沖刷作用時,會對壁面正在發(fā)生的電化學(xué)腐蝕起到一定的促進(jìn)作用。并且電化學(xué)又會反過來,對沖刷腐蝕起到加速作用。FAC 多發(fā)生于高流速、高壓和高溫這種要求很高的環(huán)境下,因此有關(guān)FAC 的實驗很難展開,實驗環(huán)境難搭建,成本也過高。但采用電腦模擬實驗,可以很好的解決這些問題,實驗時間和人力需要都會大大減少。同時模擬實驗,能很及時的根據(jù)模擬情況和需求,及時方便的優(yōu)化模型,相對于實驗更便于操作,也有利于多次出結(jié)果,使研究結(jié)論更精準(zhǔn)。本文采用fluent 軟件和K-ε模型進(jìn)行模擬,兩相流中彎管內(nèi)彎處含汽率的改變對FAC速率的影響。

3 FAC 預(yù)測模型

3.1 模型建立

流動加速腐蝕大致可分為三個過程:(1)首先單質(zhì)鐵在基體編碼失去電子轉(zhuǎn)為離子；(2)鐵離子發(fā)生水合作用生成氧化膜,或通過氧化膜擴散到溶液中；(3)氧化物再溶解最終擴散的溶液中。根據(jù)Sanchez-Caldera 模型可獲得流動加速腐蝕速率的表達(dá)式如式(1)為:

式中,Ceq為可溶性含鐵組分的的物質(zhì)的量濃度,mol/L；C∞為流動主體區(qū)域中的Fe2+物質(zhì)的量濃度,mol/L；K*是反應(yīng)生成Fe2+反應(yīng)速率常數(shù)；f 是在基體和氧化膜界面Fe2+轉(zhuǎn)化為氧化物的比例；k 為傳質(zhì)系數(shù)；δ 為氧化膜的厚度,m；D為擴散系數(shù),D=2.5×10-15T/μ。

Berge 關(guān)于流動加速腐蝕的理論表述,單質(zhì)鐵有一半左右會生成四氧化三鐵,剩下的單質(zhì)鐵會直接通過擴散的形式到溶液中,即f＝0.5。反應(yīng)溫度在100～150℃之間時,此時的氧化膜厚度會變厚,但氧化膜仍然是疏松的,流動加速腐蝕的速率主要還是受到邊界層傳質(zhì)速率和活化過程的強弱影響,對總體組分的傳輸影響不大。而化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)又遠(yuǎn)大于邊界層向主體流動的傳質(zhì)系數(shù),此時K*比較大,1/K*數(shù)值很小幾乎可以省略,假設(shè)主流區(qū)鐵離子含量C∞=0。因此,此時模型的FAC 速率表達(dá)式為。

3.2 傳質(zhì)系數(shù)的計算

傳質(zhì)系數(shù)K 及計算公式如式(3)。

式中,Sh 為舍伍德數(shù),Sh=Kd/D；Sc 為施密特數(shù),Sc=μ/ρD；Re 為雷諾數(shù),Re=ρdv/μ 相關(guān)；常數(shù)a 是幾何相關(guān)的,a=(Uτ/Um)2；b 為0.3～1,本文取b=1；c 為0.33～0.4[12],本文取c=1/3。Uτ為摩擦速度,m/s；Um為平均速度,m/s；Uτ由式(4)計算得到。

式 中,v 為 運 動 黏 性 系 數(shù),m2/s；U 為 運 動 速 度,m/s；d U/dy 代表流動垂直方向上的速度分布。壁面剪切力可由Fluent 軟件得到,其表達(dá)式為式(5)。

根據(jù)上述關(guān)系式可得到傳質(zhì)系數(shù)K 的表達(dá)式為式(6)。

式中,D 為分子擴散系數(shù),D=2.5×10-15T/μ,T 為開爾文溫度,K。

4 CFD 模擬與結(jié)果討論

美國FLUENT 公司在1983 年推出了CFD 軟件FLUENT,FLUENT 是一個基于有限體積法的軟件。該軟件不但擁有求解一般性問題的超強能力,而且用戶可以通過編寫UDF 接口命令來解決一些特殊性的問題。

本文首先通過FLUENT 自帶的一些模型,模擬出彎管內(nèi)任意位置流場的基本信息,然后得到彎管內(nèi)任意位置的剪切力大小。實際工程問題往往都是高湍流問題,所以一般使用可實現(xiàn)K-ε 湍流模型；對流項使用二階格式；離散時時間項使用隱格式；計算時進(jìn)口處采用速度邊界條件,出口處采用壓力邊界條件。

5 彎管流場的數(shù)值模擬

用FLUENT 進(jìn)行腐蝕模擬過程中,實驗參數(shù)會對腐蝕過程和結(jié)果有重大影響。因此設(shè)計管道內(nèi)凝結(jié)水壓力大小范圍是常壓0.1013～2.75Mpa,溫度是27～156℃,流速是1.7～3.4m/s；主給水管道壓力是3～9Mpa,溫度為180～230℃,流速5～8m/s。

有資料表明,在電廠工況中,彎管、孔板。變徑管等部位,因該類部位管道結(jié)構(gòu)的明顯變化,此部位流過的流體速度和湍流程度會被極大改變會,使流動加速腐蝕在此處明顯加劇。若介質(zhì)為含有氣泡的兩相流時,例如含有水蒸汽,流動加速腐蝕會更加嚴(yán)重,氣泡隨著介質(zhì)在管道內(nèi)流動,氣泡會在金屬表面潰滅,產(chǎn)生不可忽視的沖擊,此情況在高速狀態(tài)下更為明顯。溫度也會影響流動加速腐蝕的腐蝕速率,當(dāng)溫度為150℃時,加劇效果最為明顯。因此設(shè)計試驗溫度為150℃,壓力為3Mpa,介質(zhì)pH 為9.5,在不同的含汽率條件下,逐漸提高流速,看介質(zhì)對壁面剪切力的變化情況。本文模擬90°彎管的二維數(shù)值計算模型,實驗段入口長度設(shè)置為2000mm,出口長度設(shè)置為900mm,為這樣可以保證實驗段流體流動達(dá)到充分發(fā)展的狀態(tài),同時實驗段出口流體流動不對實驗段造成影響,如圖1。

圖1 彎管模型

5.1 邊界定解條件

設(shè)計的模型邊界條件根據(jù)實際工況的數(shù)值設(shè)置,這樣可以確保軟件求解處準(zhǔn)確可靠的結(jié)果。

5.2 入出口邊界條件

應(yīng)用FLUENT 軟件,選擇Realizable k-ε 模型,設(shè)置模型為加強壁面處理函數(shù)并設(shè)置能量方程。入口設(shè)置溫度為150℃,流速分別為3.0m/s,4.0m/s,5.0m/s,6.0m/s,7.0m/s,8.0m/s,對應(yīng)含汽率逐漸上升為0.3%,05%,0.8%,1.0%時出口設(shè)置為壓力出口,壓力為3Mpa,考慮重力作用。

5.3 壁面邊界條件

設(shè)置模型壁面為標(biāo)準(zhǔn)壁面無滑移,流體與壁面接觸過程無動量和能量損失。

5.4 材料選擇

課題管道中的為汽液兩相混合流體。

5.5 網(wǎng)格劃分

模型使用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格劃分的精細(xì)程度對計算結(jié)果的準(zhǔn)確有直接影響,并在彎管內(nèi)彎處等重點研究位置,對網(wǎng)格劃分程度進(jìn)行加密,如圖2 所示。

圖2 彎管fluent 模型

5.6 模擬操作

用fluent 進(jìn)行1111 步的計算,得到如圖3 所示彎管內(nèi)、外壁面的各個點的剪切力數(shù)值,由剪切力得到傳質(zhì)系數(shù),再由傳質(zhì)系數(shù)得到FAC 的速率變化傳質(zhì)系數(shù)的計算入口含氣率一定、流速一定時彎管FAC 情況分析入口含汽率0.5%,速度3m/s 時90°彎管FAC 進(jìn)行分析。在彎管內(nèi)彎處有以下模擬結(jié)果。

圖3 彎管管壁剪切力分布

以流速3m/s,含汽率0.5%進(jìn)行fluent 模擬,根據(jù)各點位剪切力大小作出,如圖4 所示剪切力曲線圖。由圖4 中曲線走勢可知,當(dāng)兩相流進(jìn)入彎管后,內(nèi)彎壁面的剪切力在內(nèi)彎入口處迅速增大,達(dá)到最大值后開始逐漸下降,但在出彎處仍遠(yuǎn)大于進(jìn)彎處。這是因為管型的突然改變,使流體的湍流程度加劇,壁面由層流邊界層變成湍流邊界層,導(dǎo)致流體對壁面的影響加劇,剪切力隨之增大。當(dāng)流體逐漸離開彎管時,湍流程度逐漸下降,剪切力也隨之變小。但仍因為之前彎管的作用,使得剪切力在出彎處大于進(jìn)彎處。

圖4 彎管內(nèi)彎處剪切力

含氣率一定,以流速作為變量進(jìn)行fluent 模擬,得到如圖5 所示的曲線圖。由圖可知每條曲線都符合,剪切力隨著進(jìn)彎的深度,先明顯增加,然后逐漸達(dá)到最大值后慢慢下降,仍明顯大于入彎處,這個規(guī)律。同時可以看到當(dāng)流速改變時,剪切力的大小和變化率都隨流速的增加而變大,而剪切力和傳質(zhì)系數(shù)正相關(guān),使得FAC 速率也變大。

圖5 含汽率0.5%時對應(yīng)的速度- 剪切力圖

由上圖6 可知,當(dāng)速度恒定為3m/s 時,分別以含汽率為0.3%、0.5%、0.8%、1.0%、1.5%進(jìn)行FLUENT 彎管模擬,得到各個情況下的剪切力大小曲線圖。每個速度下,都符合剪切力隨著進(jìn)彎的深度,先明顯增加,然后逐漸達(dá)到最大值后慢慢下降,但仍明顯大于入彎處,這個規(guī)律。但含汽率的改變,影響剪切力的大小,這個影響同時存在極值點,極值點為含汽率為0.5%,當(dāng)含汽率小于0.5%時,剪切力隨含汽率的增大而增大。當(dāng)含汽率大于0.5%時,剪切力隨含汽率的增大反而開始減小。且含汽率對剪切力的減小作用,在0.8%到1.0%之間最為明顯。另外,氣泡的尺寸、密度、密集程度等也有顯著影響。

圖6 速度3m/s 時,含汽率- 剪切力

表1 中的數(shù)據(jù)表示,兩相流中含汽率一定時,流速每增加1m/s,壁面剪切力的平均變化率。由表中數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)含汽率不同時,對應(yīng)的壁面剪切力變化率都不相同。雖然隨流速的增加,變化率都會逐漸降低,但這個變化率的是不同的,存在一個由小變大再變小的過程。結(jié)合圖7～9 可得存在一個含汽率使得,隨流速的增加,剪切力變大的最劇烈。由模擬可得這個極值點在含汽率大小為0.5%時。

表1 剪切力隨流速增加的變化率

圖7 3→4m/s 時變換率曲線圖

圖8 5→6m/s 時變換率曲線圖

圖9 7→8m/s 時變換率曲線圖

同時,由表2 岱海電廠汽水品質(zhì)數(shù)據(jù)分析得知,隨著管路內(nèi)蒸汽的含量逐漸增加,管內(nèi)鐵離子含量存在一個峰值。表明蒸汽對流動加速腐蝕的促進(jìn)作用存在一個極值,小于極值時,隨蒸汽含量增大而加速；大于極值后,隨蒸汽含量的增大而減小,本文模擬結(jié)果與其相符合。

表2 岱海電廠汽水品質(zhì)數(shù)據(jù)

在含汽率對長圓管內(nèi)氣液兩相流流場特性的影響一文中指出,當(dāng)介質(zhì)中伴隨第二相汽泡的參與,汽泡在介質(zhì)中的含量不同,會出現(xiàn)相對應(yīng)不同的流動形態(tài)。當(dāng)含汽率小于0.5時,氣液兩相界面效應(yīng)的存在使得兩相分界面出現(xiàn)波浪狀,當(dāng)含汽率大于0.5 時,液相流體流動效應(yīng)減弱,兩相分界面呈分層狀。本文中,剪切力的平均值變化率在0.5%時為最大值,與其相符。模擬結(jié)果同時也符合另一規(guī)律,分析其原因當(dāng)流體中蒸汽的百分?jǐn)?shù)較小時,介質(zhì)在管道內(nèi)不同的運動狀態(tài)都會改變管壁處的邊界層,致使邊界層越來越不穩(wěn)定,越來越薄。而流動加速腐蝕過程中的傳質(zhì)過程主要受到邊界層影響,邊界層的變薄會使得腐蝕速率加快。當(dāng)含氣率高到一定程度時,流動加速腐蝕的速率會越來越小,如圖10 所示[13]。

圖10 含汽率與FAC 速率關(guān)系圖

6 結(jié)論

本文利用FLUENT 數(shù)值模擬得到90°彎管的FAC 腐蝕速率,基于Sanchez-Caldera 模型可獲得流動加速腐蝕速率的表達(dá)式,并用該模型分析了彎管處FAC 機理,主要有以下結(jié)論:

6.1 兩相流進(jìn)入彎管后,在彎管內(nèi)彎處FAC 速率迅速增大,達(dá)到極值點后開始下降,但出彎處FAC 速率仍遠(yuǎn)大于進(jìn)口處。

6.2 兩相流在彎管內(nèi)彎處的FAC 速率,隨流速的增大而增大,隨含汽率的增大先增大,隨后在含汽率0.5%時達(dá)到極值,之后隨含汽率的繼續(xù)增大而減小。

6.3 含汽率和流速不是單一作用于FAC 速率,兩者相互促進(jìn),且在含汽率為0.5%時,流速增大對FAC 速率的影響最為明顯。