冲蚀实验

冲蚀实验（通用7篇）

冲蚀实验 篇1

随着全球能源的日趋紧张, 对石油、天然气和煤层气的勘探开发也进入到一个新的阶段。利用磨料射流破岩钻径向水平井技术是近年发展起来的开发低渗油藏、提高原油采收率和煤层气产量的新方法, 而磨料射流水力割缝技术也是治理高突煤层掘进巷道瓦斯突出, 提高矿井生产安全性的有效手段之一[1,2,3,4]。磨料射流破岩钻进过程中, 高压流体携带着固相磨料颗粒经高压管线到达射流钻头实现破岩钻进, 这一过程中液固两相混合物对管线内壁存在较严重的冲蚀作用, 从而为磨料射流破岩钻进埋下了隐患。为了弄清不同操作参数对管线材料的冲蚀情况, 本文选用铝材作为塑性材料的代表, 利用自建的冲蚀实验设备对其在水-砂液固两相流动中的冲蚀问题开展了实验研究, 并对实验结果进行了回归分析。

1 实验装置及过程

实验是在中国石油大学 (华东) 水射流研究中心的磨料射流实验台上进行的。整个实验系统包括高压泵组、磨料射流发生装置、冲蚀实验仓和控制机构四部分[2]。实验过程如下:水池中的水经高压泵组加压后形成高压水, 高压水在磨料罐前分成两部分, 一部分进入磨料罐将磨料颗粒流态化, 另一部分则进入混合腔, 与流态化的磨料混合形成磨料射流。实验开始前, 先将试件 (长:40mm, 宽:4mm, 高:2.5mm) 用1000目砂纸和丝绸打磨抛光, 而后将其以设定的冲击角度安装在冲蚀实验仓的固定支架上, 打开阀门, 开始冲蚀实验并计时, 到达设定的冲蚀时间后, 关闭阀门, 取出试件, 烘干并用丙酮清洗表面三次, 烘干后称重, 完成一次实验测试。

目前, 对材料冲蚀的研究多采用旋转冲蚀试验机来完成[5,6,7], 其工作过程是:将试件按一定角度固定在圆筒形容器内的桨式叶片上, 向容器内注入混有固相颗粒的液体, 开动电动机, 带动桨式叶片搅动两相流体, 试件淹没在两相流体中受固相颗粒冲蚀而失重, 到达设定的冲蚀时间后, 关闭设备, 取出试件, 清洗、烘干后称重。对上述过程分析后发现, 容器内的冲蚀颗粒重复使用, 经与试件和器壁碰撞后会发生破碎、尺寸减小等现象, 从而导致后续的冲蚀作用变弱。而本文中采用开放式系统, 混有磨料颗粒的高压水完成对试件的冲蚀作用后不再循环使用, 从而避免了上述冲蚀作用变弱的缺点。

2 实验结果与分析

2.1 冲击角对冲蚀速率的影响

冲击角是影响材料冲蚀速率的重要因素之一, 弄清其对冲蚀的影响对于研究材料的冲蚀机理意义重大。图1中显示了不同颗粒尺寸 (250μm、500μm和800μm) 、不同冲击角条件下冲蚀速率的变化情况, 其他工矿条件为:射流冲击速度4.0m/s, 磨料浓度 (体积含量) 8.5%。从图上可以看出, 粒径为250μm的磨料颗粒在15°冲击角下造成的冲蚀速率为17.53mm/a。随着冲击角的增大, 冲蚀速率逐步增大, 当冲击角达到45°时冲击速率达到最大, 为29.41m m/a。而后冲击速率逐步下降, 当冲击角为90°时冲蚀速率回落到13.01mm/a。另两种尺寸颗粒的情况与此类似。综合三种尺寸磨料颗粒冲蚀情况可以看出, 随着颗粒冲击角的逐步增大, 冲蚀速率呈现了先增大, 当冲击角为45°时冲蚀速率达到最大值, 后减小, 直至冲击角达到90°的发展趋势。

2.2 颗粒粒径对冲蚀速率的影响

颗粒粒径对材料冲蚀速率也具有重要影响。鉴于目前现场常用的磨料颗粒粒径在60目到80目之间[8], 本次实验选择了三种颗粒尺寸:250μm、500μm和800μm。同时, 实验采用的射流发生系统是前混合式, 即磨料颗粒有较充足的时间去响应流体的加速作用。下面来分析不同颗粒尺寸对冲蚀速率的影响情况。小尺寸颗粒体积较小, 所受惯性力较小, 同大尺寸颗粒相比易跟随流体流动而使其自身加速得到较高的冲击速度。试件在较高冲击速度下其冲蚀量较大, 冲蚀速率较快。但试件冲蚀量同冲蚀颗粒体积也存在关联, 小尺寸颗粒所占体积较小, 在试件表面造成的冲蚀坑体积也较小。同时, 在磨料颗粒体积分数一定的情况下, 射流中小尺寸磨料颗粒数目大于大尺寸磨料颗粒的数目, 这就导致单位体积内小尺寸颗粒数目多于大尺寸颗粒的, 颗粒之间随机碰撞的几率随之增大。随机碰撞几率的增大会使得颗粒所具有的动能部分转化成热能而耗散, 从而导致颗粒速度降低。大尺寸颗粒的情况则与之不同, 大尺寸颗粒同流体的跟随性弱于小尺寸颗粒, 导致其最终冲击速度低于小颗粒的, 但大尺寸颗粒会在试件表面形成较大体积的冲蚀坑。同时, 由于颗粒数目少, 粒间碰撞几率较低, 其动能损耗也小。综合上述分析, 颗粒尺寸对试件冲蚀速率的影响是上述几种因素共同作用的结果。图2中显示了颗粒粒径对冲蚀速率的影响规律, 实验流速4m/s, 固相体积分数8.5%。可以看到, 随着颗粒粒径的增大, 试件冲蚀速率逐渐增大, 说明在本实验的粒径范围内颗粒尺寸的增大向着试件冲蚀速率增加的方向发展。

2.3 固相含量对冲蚀速率的影响规律

当固相体积分数低于10%时, 液固两相流中固相颗粒间距较大, 粒子间发生碰撞的几率不高[9,10,11]。在此前提下, 随着固相含量的增加, 射流中冲击粒子的数目增大, 对试件造成的冲蚀速率也会随之增大;当固相体积分数高于10%时, 粒间碰撞的几率逐步增大, 碰撞所产生的热能耗散也随之增加, 用于材料冲蚀的动能会减少。图3中显示了流速4.0m/s、粒径500μm条件下固相体积分数在4%到20%范围内不同冲击角条件下冲蚀速率的变化情况。可以看到, 随着固相体积分数的增加, 不同冲击角下材料的冲蚀速率普遍呈现增大的趋势。具体来说, 冲击角45°时对材料造成的冲蚀速率最大, 75°次之, 30°和60°交错在一起对材料造成的冲蚀速率较小。另外, 除45°冲击角条件下曲线变化不明显外, 其他三条曲线在固相体积分数10%附近都或多或少地表现出曲率的变化, 由此印证了粒子浓度增加造成粒间热能损耗增大、动能损失的实质。

2.4 流速对冲蚀速率的影响

流体流速对试件冲蚀速率也具有显著影响。为此, 采用500μm固相颗粒考察不同冲击角条件、不同流速下试件冲蚀速率的变化情况, 固相体积分数为8.5%, 实验结果如图4。在固相体积分数相同的情况下, 冲蚀粒子的数目是一定的。随着流体流速的增加, 冲蚀到试件表面的固相颗粒速度随之增大, 对试件表面的冲蚀作用增强, 冲蚀速率增大。

最后, 采用共轭梯度结合通用全局优化算法[12,13,14,15]对所得实验数据进行回归分析, 得到冲蚀速率随冲击角、固相体积分数、流体流速和粒径变化的关系式 (相关系数的平方R2=0.8816) :

E=0.0040641θ0.07425C0.04499V2.9090D0.9241

式中

E—冲蚀速率, mm/a

θ—冲击角, °

C—固相体积分数, 无因次

V—流体流速, m/s

D—粒径, μm。

3 结论

本文对塑性铝制试件在液固两相流中的冲蚀行为开展了室内实验研究, 得到如下结论:

(1) 当冲击角接近45°时试件的冲蚀速率最大。随着冲击角从0°增大到45°, 试件的冲蚀速率逐步增大;而当冲击角从45°增大到90°时, 试件的冲蚀速率逐步减小。

(2) 当前测量范围内, 试件冲蚀速率随颗粒尺寸的增大而增大。

(3) 随着固相含量的增大, 试件冲蚀速率随之增大。高固相浓度条件下, 试件冲蚀速率的增速逐步放缓。

(4) 随流体流速的增大, 试件冲蚀速率显著增大。高速流动时试件冲蚀速率的增速放缓。

冲蚀实验 篇2

关键词：正弦屈曲管柱,环空压裂,数值模拟,冲蚀

0 引言

细长管柱屈曲后环空流道呈现几何不规则性, 紊流及二次流严重。螺旋流动状态下, 环空周向剪切力增加, 从而影响管柱外壁受液体剪切作用, 尤其压裂液具有粘弹性流体流动性质, 当加入固相支撑剂颗粒后, 螺旋流四周可形成稳定的连续膜流动, 分层流外弯侧颗粒浓度最大。固粒沿截面分布的的对称性与沿回转半径分布的均匀性, 导致螺旋管流挟带固粒的高浓度。

1 计算模型建立

正弦屈曲管柱环空流动及冲蚀模拟主要包括:液体流动计算、固相追踪以及颗粒对壁面冲蚀计算三方面内容。

1.1 液相流动方程

由于压裂携砂液为非牛顿流体, 所以建立沿管柱轴向 (x方向) 和径向 (r方向) 的N-S方程如下:

r方向:

其中流体粘性的当量粘性系数Ф定义为:

式中, k为幂律流体的稠度系数; μ 为幂律流体的湍流粘性系数; p为湍流的有效压力; ρ 为密度; u为x方向速度分量。幂律流体粘度定义为: (4)

式中, α 为幂指数 (当 α>1 时为剪切稀化) ; T0为当前时刻温度 (本次不考虑温度影响, 故T0=273K) 。

1.2 颗粒运动方程

固相支撑剂在压裂基液中主要受到曳力、压力梯度力、重力等影响, 忽略浮力影响。在lagrange坐标系下建立离散相颗粒受力平衡方程: (5)

式中, Fx为单位质量颗粒附加质量力;为单位质量颗粒曳力, 由下式确定: (6)

式中, u为连续相速度, m/s ; up为颗粒速度, m/s;μ 为连续相动力粘度, pa·s;ρ 为连续相密度, kg/m3; ρp为颗粒密度, kg/m3; dp为颗粒当量直径, m ; Re为雷诺数。其中Morsi得出曳力系数CD为:

1.3 冲蚀模型建立

冲蚀速率一般与颗粒撞击速度、撞击角度和颗粒几何参数有关, 根据Ahlert的研究, 冲蚀速率公式由下式确定:

其中ER为冲蚀速率 (kg/m2· s) , A为实验得出的系数, v为颗粒撞击靶面速度, n为实验得到的参数, Fs与颗粒表面尖锐度有关参数 (若颗粒表面为粗糙面, Fs=1.0 ;若颗粒表面为半光滑球面, Fs=0.53 ;若颗粒表面为光滑球面, Fs=0.2) 。 n的取值范围决定于应用场合、材质和磨粒特性。一般情况下n=2 ~ 3, 对于韧性材料波动较小: n=2.3 ~ 2.4 ; 脆性材料波动大:n=2.2 ~ 6.5。

2 物理模型建立及边界条件设定

2.1 物理模型

本次计算采用 Ф139.7×9.17mm套管配合 Ф60.3mm连续管柱, 结构如图1 所示, 正弦屈曲管柱与套管形成大间隙区域 (Large gap) 与小间隙区域 (Small gap) 。

2.2 边界条件设定

由于管柱变形以及受油套管间距狭小影响, 故采用三维建模Tgrid网格划分环空区域, 共112522 个单元。携砂液密度1200kg/m3, 粘度200m Pa · s ; 支撑剂为石英砂 (20 ~ 40 目粒径) , 密度2650kg/m3, 平均砂浓度308kg/m3;压裂排量4m3/min (等效流速8.9m/s) ;地层压力40MPa, 不计温度影响。

3 结果与讨论

连续管柱发生正弦屈曲变形后将使环空流道变化, 大间隙区域流速高、撞击角度大;小间隙区域流速受壁面粘性阻力影响流速小, 颗粒在油套管间撞击频繁。图2 为携砂液速度散点图 (z=0 剖面) , 最大流速差为2.5m/s, 大间隙处速度核心区接近入口流速, 在x=1.25m附近速度波动是由于管柱上下环空流道交替, 上部流体进入加速状态;而下部受粘性阻力影响流速减小。

正弦屈曲管柱环空流道小间隙区域冲蚀点密集, 但冲蚀速率较小, 为10-7kg/m2· s量级;大间隙区域冲蚀点稀疏, 然而冲蚀速率达到10-6kg/m2· s量级, 两者最大相差约10 倍。

分析冲蚀增大产生的原因:首先大间隙区域具有湍流核心区, 会产生细小涡旋, 减少粘性底层厚度, 致使核心区颗粒撞击壁面水平阻力减小, 撞击角度加大。如图3 所示, 3500 个撞击点中大约有500 个大角度点 (α>10°) 分布在大间隙过度到小间隙管柱外壁上, 由于大间隙向小间隙过度区域流速最大, 颗粒也具有较大动能, 同时结合大角度撞击壁面, 最终造成冲蚀加剧, 所以该区域为正弦屈曲管柱外壁冲蚀危险区域。

4 结论

本文利用CFD理论及DPM模型进行了液固两相流体数值计算, 结合前人实验规律, 预测了连续管柱发生正弦屈曲情况下的管柱外壁冲蚀分布规律, 得出以下结论:

(1) 无屈曲变形水平管柱外壁冲蚀随机性较强, 但由于颗粒撞击角度小等原因, 冲蚀速率偏小。

(2) 正弦屈曲管柱冲蚀受到环空间隙变化影响, 呈现小间隙颗粒撞击频繁, 但冲蚀速率较小;而大间隙区域受颗粒撞击角度大影响, 冲蚀速率较大, 正弦屈曲管柱冲蚀危险区域位于大间隙向小间隙过渡外壁面。

参考文献

[1]舒秋贵, 刘崇建, 刘孝良等.环空幂律液体旋流研究与应用[J].天然气工业, 2006, 26 (10) :74-76.

[2]胡春波, 彭永林, 增卓雄等.含颗粒的幂律流体两相湍流研究[J].西北工业大学学报, 2006, 24 (2) :224-226.

[3]陈胤密, 柳朝晖, 郑楚光.颗粒碰撞的直接模拟算法[J].计算物理, 2004, 21 (5) :421-422.

[4]Morsi S A, Alexander A J.An investigation of particle trajectories in two-phase flow systems[J].Journal of Fluid Mechanics, 1972, 55 (2) :193-208.

输油管道冲蚀磨损数值模拟研究 篇3

Y.M.Ferng[1]采用CFD模型预测了管道冲蚀现象,并在管道内壁进行监测,找出了管道冲蚀最严重的点。Deng Peng[2]通过数值模拟的方法研究了流体对管道的冲刷作用,考虑了入射角度、流体的速度等因素对冲蚀的影响。徐鸣泉[3]对国产REAC管束进行了数值模拟,模拟结果发现对于带有直角过渡的管道,分析了流体对管道冲蚀磨损最严重的位置。陈佳[4]采用标准k-ε湍流模型,研究了三通管中壁面切应力的分布,讨论了流体力学因素对冲蚀的影响。黄勇[5]运用数值模拟的方法研究了流体对三通管的冲蚀磨损情况。季楚凌[6]以输送稠油的90°弯管为研究对象,分析了弯管壁面应力的分布,预测了弯管的易冲蚀部位。

虽然国内外学者对局部管件流体冲蚀进行了大量研究,但是针对工程中的输油管道冲蚀磨损进行数值分析的研究还比较少。本文通过模拟输油管道流动,分析管道壁面处切应力的分布,寻找最大切应力出现的位置,来预测输油管道中的易冲蚀部位。

1 数值模拟分析

1.1 理论模型

管道流体流动属于复杂的三维非定常不可压缩湍流流动,其连续方程为:

采用的湍流模型是RNG k-ε模型。在众多湍流模型中,RNG k-ε双方程湍流模型具有较好的稳定性和准确度,而且计算速度相对较快,对计算机资源要求适中,管道流动数值计算可以采用该模型。RNG k-ε模型的方程如下:

式中,GK是由于平均速度梯度引起的湍动能产生;Gb是由于浮力影响引起的湍动能产生;YM为可压缩湍动能膨胀对总的耗散率的影响;C1ε、C3ε为经验常数,FLUENT中默认C1ε=1.44、C3ε=0.09;σk、σε分别为湍动能和湍动能耗散率对应的普朗特数,FLUENT中默认值为σk=1.0、σε=1.3。

1.2 计算模型

根据实际的管道单线图和结构尺寸,建立管道的几何模型,异径管入口前管道直径为100mm,变径后管道直径为60mm。管道几何模型图如图1所示。

1.3 网格划分

利用CFD前处理软件Gambit2.4.6,分别对含有弯头、三通、盲三通和变径管等管件的输油管道进行几何建模,忽略阀门和测量仪表等对管线的影响。采用古铜币画法对整条管线划分结构化网格,网格数目为157900。

1.4 边界条件

液相入口1的边界条件为在圆形入口截面上给定法向速度v=5m·s-1;液相入口2的边界条件为在圆形入口截面上给定法向速度v=2m·s-1。速度入口的湍流强度为3%,水力学直径为100mm。

液相出口边界条件采用压力出口边界,出口压力为2.026MPa,湍流强度为3%,水力半径60mm。液相流场在壁面采用无滑移边界条件,近壁面网格采用标准壁面函数近似处理。

1.5 流体属性及求解方法

本文采用的液态油品密度为738.000kg·m-3,黏度为4.576×10-4Pa·s。由于管道流动的流场为不可压缩流场,所以本文采用SIMPLEC算法求解。在对流项的离散过程中,采用二阶迎风差分方法。在进口和出口位置设置监控点,分别监控压力和流量的变化。

2 模拟结果与分析

2.1 模拟结果

图2所示为整体管线壁面切应力云图。图3所示为最大壁面切应力部位的局部放大图。管道中最大壁面切应力出现的部位,流体在较大剪切力作用下会破坏壁面腐蚀产物膜,加快冲蚀破坏的速度。所以需要在该部位增加测厚点,预防冲蚀减薄的发生。该输油管线中最大壁面切应力出现在图2所示的盲三通管水平出口侧的下底面处,最大切应力值为1.07×103Pa。其切应力最大的原因是:介质流动方向发生突然转变和流体流速增加,使得在三通水平出口下底面的壁面切应力加大。

2.2 输油管线易冲蚀部位排序

由于整体管线较长,不同位置的切应力分布相差较大。下面将不断减小壁面切应力的范围,得到不同范围内壁面切应力最大区域的应力云图,获得整体管线的壁面切应力分布情况,并对不同部位冲蚀风险的大小进行排序。壁面切应力的范围分别为:0~0.54×102Pa、0~1.61×102Pa、0~3.76×102Pa和0~9.67×102Pa。为了便于说明,对管道内的管件进行编号排序,排序示意图如图4所示。根据不同范围内的壁面切应力云图,该输油管线冲蚀部位排序结果为:最危险:8水平出口底面>7内侧>6变径区域和5水平出口底面>4和2内侧>3内侧>1内侧:最安全。

3 结论

1)壁面剪切力的大小可以用来表征管道的冲蚀磨损的风险大小,壁面剪切力越大的部位,更易于发生冲刷磨损。在相同工况条件下,弯头、三通、盲三通和异径管比直管更容易发生冲蚀磨损。

2)该输油管线的最大壁面切应力出现在盲三通管水平出口侧的下底面处,该部位最容易发生冲蚀破坏,分析得出的原因是:介质流动方向发生突然转变和流体流速的增加,使得在三通水平出口下底面的壁面切应力加大。

3)对该输油管线的冲蚀情况排序,结果为:8水平出口底面>7内侧>6变径区域和5水平出口底面>4和2内侧>3内侧>1内侧。该冲蚀风险大小排序可以为工程实际中定点冲蚀监检提供直观、准确地布点指导。

参考文献

[1]Y.M.Ferng.Predicting local distributions of erosioncorrosion wear sites for the piping in the nuclear power plant using CFD models[J].Nuclear Science and Technology Development,2007(2):101.

[2]Deng Peng,Afshin Pak,Luca,Andrew Low,et al.Advances in multiphase flow CFD erosion analysis[J].Offshore Technology Conference,2013(3):6-9.

[3]徐鸣泉,王乐勤,杨健,等.石化管道冲蚀破坏的流动仿真及其结构优化[J].流体机械,2005,33(7):24-27.

[4]陈佳,刘勇峰.三通管冲刷腐蚀数值计算[J].当代化工,2013(1):76-78.

[5]黄勇,施哲雄,蒋晓东.CFD在三通冲蚀磨损研究中的应用[J].化工装备技术,2005,26(1):65-67.

冲蚀实验 篇4

已经开通的兰新铁路第二双线沿线穿越五大强风区[1,2],强风挟带的沙粒对风区地段混凝土桥梁的梁体、 墩身和铁路路基等产生了严重的冲蚀磨损,造成如桥梁墩身表面出现蜂窝麻面以及既有微裂纹的加速扩展,这些损伤可能进一步加剧混凝土结构的其他病害和损伤,大大降低混凝土结构的耐久性[3,4]。

混凝土施工时的振捣造成混凝土结构表面材料主要为水泥和细骨料,即砂浆。 因此,研究砂浆在风沙流环境下的冲蚀磨损机理和影响因素,可为该环境下混凝土结构的冲蚀磨损防护材料研究提供依据。 目前,对于含沙水流对水工混凝土及其修补砂浆的冲蚀磨损[5,6],已经做了大量研究 ,也取得了积极的研究成果,而对于风沙流环境下,混凝土及砂浆材料的冲蚀磨损研究还很少[7,8,9]。 本文采用气流挟沙喷射法[10],模拟风沙流环境,对不同砂子级配砂浆进行冲蚀磨损试验, 研究冲蚀参数以及砂子级配对砂浆冲蚀磨损性能的影响,并分析不同砂子级配砂浆的冲蚀磨损机理。

1试验

1.1不同级配砂的配制

将天然砂分别筛分成粒径为1.18~4.75mm的粗砂, 粒径为0.3~1.18mm的中砂以及粒径为0.075~ 0.3mm的细砂,然后按表1的质量分数进行组合,配制成细度模数分别为3.31、2.70、2.46、1.77的四种砂子。

%

1.2试样制备及性能

配制砂浆的原材料为:P·O 42.5级水泥, 自来水。 按表2配制砂浆试样,将配制好的砂浆浇筑成尺寸为40mm ×40mm ×160mm和100mm ×100mm × 100mm的试样 , 试件浇筑成型24h后脱模 , 并放置在标准养护室[(20±2)℃,95%以上相对湿度]中湿养护28d,测试试样的抗折强度和抗压强度,所得结果见表2。

1.3冲蚀磨损试验

冲蚀磨损试验在改造后的喷砂试验机上进行, 其原理示意图及实物图见图1。 该试验装置主要由4部分组成 ,即空气压缩机 、供砂系统 、喷枪系统和试验箱。 由压缩机提供的压缩空气和砂在喷枪系统混合后,经直径8mm的碳化硼喷嘴加速,以一定速度冲蚀试样,冲蚀颗粒的速度可通过压缩空气的压力来调节, 调节控气阀将气体压力调为0.1、0.16、 0.22、0.28和0.34MPa,所对应气流的平均速度分别为17、22、26、31和35m/s (分别相当于8、9、10、11和12级风的风速);试验采用有棱角且平均直径为325~425μm的石英砂为冲蚀颗粒 ,冲蚀颗粒的流量为75g/min;冲蚀时间设定为3min;试验箱中的试样夹具用于夹紧试样, 且可以在0~90°范围内调整冲蚀角度, 调节试样夹具, 使冲蚀角度分别为90°、 60°、45°和30°。

冲蚀前后采用精度0.01g、量程3kg的电子天平称量试样的质量。 冲蚀前后的质量差,即试样的质量损失记为△M(mg),每个条件下至少进行3次试验,取其平均值用于计算。 试样冲蚀率ER(mg/g)按式(1)计算:

式中:MP为石英砂的流量,g/min;t为冲蚀试样的时间,min。

2试验结果及讨论

2.1冲蚀速度对砂浆冲蚀磨损的影响

图2是试样在冲蚀攻角为90°, 冲蚀时间为3min, 下砂率为75g/min的条件下,砂浆试样的冲蚀率随风沙流速度变化的关系曲线图。 从图2可以看出,砂浆试样的冲蚀率均随着风沙流速度的增大而显著增加。 其原因是,砂粒的动能是冲蚀砂浆所需能量的唯一来源,当砂粒的速度增大时,砂粒的动能随之增加,从而引起砂浆的冲蚀率显著增大[10]。

砂浆所用砂子的级配不同,其冲蚀率随冲蚀速度变化的快慢也不同。 砂浆试样所用砂子的级配越小,则相应的冲蚀率越大。 这主要是因为砂子的级配越小,砂子中所含的细砂越多,冲蚀颗粒在尺寸上与其相近,所以容易造成冲蚀;随着砂子级配的增大,砂子中所含的细砂变少,而粗砂变多,当冲蚀颗粒撞击到粗砂时容易造成自身粉碎,从而对冲蚀贡献不大。

2.2冲蚀角度对砂浆冲蚀磨损的影响

大量试验结果表明,典型的塑性材料,如纯金属和合金,其最大冲蚀率出现在15°~30°冲蚀角内, 而典型的脆性材料,如陶瓷、玻璃等,其最大冲蚀率则出现在正向冲蚀角90°[11]。 图3是试样在冲蚀速度为27m/s,冲蚀时间为3min,下砂率为75g/min的条件下,砂浆试样的冲蚀率随冲蚀角度变化的关系曲线图。 由图3可见,不同砂子级配的砂浆试样,在低角度冲蚀时冲蚀率小, 而在高角度冲蚀时冲蚀率大,表现出典型脆性材料的冲蚀特征。

2.3冲蚀时间对砂浆冲蚀磨损的影响

图4是试件在冲蚀攻角为90°, 冲蚀速度为27m/s, 下砂率为75g/min的条件下 , 砂浆试样的冲蚀率随冲蚀时间(min)变化的关系曲线图。 由图可见,不同级配砂浆的冲蚀率都随着冲蚀时间的增加而变小, 但是M1.77试样的冲蚀率随时间变化较大,尤其是在1~2min这个阶段变化较大,其它试样冲蚀率随冲蚀时间的变化不大。 这主要是因为砂浆试块表面主要是硬化的水泥浆,其强度、硬度均低于冲蚀颗粒,因而刚开始时其冲蚀率高。 但随着冲蚀时间的延长, 表面的水泥浆脱落露出了粗骨料, 特别是石子,由于石子的强度、硬度均高于冲蚀颗粒的强度和硬度,因此,冲蚀率逐渐降低。 从图4中还可以看出, 刚开始时冲蚀率下降较快,2min以后冲蚀率的下降逐渐变慢,且冲蚀率逐渐趋于常数。

2.4砂浆性能对冲蚀磨损的影响

图5是砂浆试样在冲蚀角度90°, 冲蚀速度为27m/s,冲蚀时间为3min的条件下 ,冲蚀率的比较 。 由图5可见,4种级配的砂浆在冲蚀参数保持一致的情况下, 级配就成为影响冲蚀率的关键因素,级配越小则冲蚀率越大。

不同级配砂浆冲蚀后的形貌如图6所示。 砂浆是由水泥石和细骨料构成的混合物。 当砂浆表面受到风沙流1~2min的冲蚀后, 冲蚀便逐步进入稳态冲蚀阶段。 此时冲蚀磨损会出现选择性,包括细骨料砂浆的冲蚀磨损和粗砂的冲蚀磨损。 由于细骨料与冲蚀颗粒的尺寸相当,所以冲蚀主要发生在细骨料砂浆上;而砂浆中的粗骨料由于硬度大,且尺寸明显大于冲蚀颗粒,因而其抗冲蚀能力强,并且可以使冲击砂粒发生破碎,从而消耗冲击砂粒的一部分动能,因此,含粗骨料较多的砂浆抗冲蚀能力强。 同时,粗砂粒径大,在砂浆中的埋深大,短期内不容易冲蚀掉,当其凸出于试样表面时,在一定程度上阻止了其背后细骨料砂浆的磨损, 产生了所谓的 “投影效应 ”[12]。 因此 ,短期内砂浆将保持选择性磨损特征。

3结论

(1)砂浆试样的冲蚀率均随着风沙流速度的增大而显著增加。

(2)不同级配砂浆在各冲蚀速度下 ,90°冲蚀时冲蚀率最高,而30°冲蚀时冲蚀率最低,与脆性材料的冲蚀规律相一致。

(3) 砂浆试样所用砂子的级配影响其冲蚀率 , 砂浆试样所用砂子的级配越小, 则其冲蚀率越大, 级配越大,则其冲蚀率越小。

(4)砂浆试样经1~2min的冲蚀后 ,便进入稳态冲蚀阶段。 试验表明砂浆短期内的冲蚀机制主要为选择性冲蚀。

摘要：处在强风沙流地段的混凝土结构会受到强风挟带沙粒的的冲蚀磨损,造成混凝土结构耐久性的降低。本文采用气流挟沙喷射法模拟戈壁风沙流环境,对不同砂子级配砂浆进行冲蚀磨损试验,研究冲蚀参数及砂子级配对砂浆冲蚀磨损性能的影响。试验结果表明,不同砂子级配砂浆在各冲蚀速度下,90°冲蚀时冲蚀率最高,而30°冲蚀时冲蚀率最低,与传统脆性材料的冲蚀规律相一致。砂浆试样所用砂子的级配影响其冲蚀率,砂浆试样所用砂子的级配越小,则其冲蚀率越大,级配越大,则其冲蚀率越小。不同砂子级配砂浆短期内的冲蚀机制主要为选择性冲蚀。

关键词：砂浆,级配,冲蚀磨损

参考文献

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[4]王彦平,居春常,王起才.风沙环境下混凝土、砂浆和水泥石的固体颗粒冲蚀磨损试验研究[J].中国铁道科学,2013,34(5):22-27.

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[11]Goretta K C,Gutierrez M F,Chen N,etc.Solid-particle erosion and strength degradation of Si3N4/BN fibrous monoliths[J].Wear,2004,256(3/4):233–242.

冲蚀实验 篇5

济聊高速公路通车至今已十五年，在高速公路安全运营期间，许多河流因雨水骤增骤减，引起河床冲刷线的变化。其中，徒骇河、官氏河、京九立交桥最为严重，这使得徒骇河桥、官氏河桥、京九立交桥的桥墩基础冲刷严重，病害发展迅速。部分桩头外露达到1.5～3m，有的甚至出现桩头与柱根部的结合处混凝土严重缺损、缩颈，最严重的是桩混凝土有效截面损失达到30%左右，系梁混凝土表屋砂浆脱落，骨料外露，底面箍筋及主筋严重外露锈蚀，对桩柱的承载能力影响很大，十分危险。自去年以来，我处及时对包括上述桥梁在内六座桥的62个桩基础和3个系梁进行了加固处理。桩头冲蚀情况图1、图2。

1. 桥墩基础冲蚀成因分析

针对桥墩桩基础产生冲蚀严重、桩头外露等病害进行分析，主要是由于河水水位变化导致河水冲刷线变化太大，使桥墩桩基础受到冲刷侵蚀而致，应从设计、施工、管理等方面进行分析，找出原因。

1.1 设计原因

1.1.1 冲刷线高程控制方面，设计冲刷线与实际冲刷线有差距。

设计冲刷线比实际冲刷线高，引起水流对桩基的冲刷，从而导致桩基的冲蚀病害。

1.1.2 服务不到位。

在施工过程中，设计部门未能达到技术跟踪反馈，未能及时解决钻孔灌注桩施工过程中出现的设计与施工不相符的问题，致使施工单位随意依据经验施工。

1.2 施工原因

1.2.1 接柱和系梁高程控制不严格。在施工过程中未将桩柱接合处置于河水冲刷线以下，这是引起基础冲蚀的主要原因。

1.2.2 钻孔灌注桩施工过程中，在接柱前，应凿除桩头0.7～1m，直到露出干净高质量的混凝土。但是施工单位未凿除含有泥砂的桩头或者凿除桩头不彻底，使得桩头混凝土中仍含有大量的泥沙，致使混凝土强度低，在河水的冲刷侵蚀下，出现桩头混凝土脱落、露筋、缩径等现象发生。

1.2.3 浇筑系梁时，系梁底部的淤泥清理不干净，导致河水冲刷后系梁底混凝土缺损，钢筋外露锈蚀。

1.2.4 钢筋保护层不足，出现钢筋锈蚀、保护层剥落、露筋。

1.2.5 施工过程中部分桩柱结合处混凝土的振捣不到位，导致部分混凝土不密实，水分沿空隙进入混凝土内，钢筋锈蚀膨胀引起混凝土破坏。

2. 桥墩基础加固程序及施工中的注意事项

2.1 根据桩基病害成因及发展情况，决定采用钢筋混凝土套箍加固法进行维修。

2.2 加固程序：首先封闭桥梁基础施工所在路段半幅路，筑围堰拦截流水，将围堰内水抽干，在桩基础周围挖基坑，同时进行基坑支护，挖到加固设计深度后，凿除松散混凝土，直至露出密实干净的混凝土。然后对露出钢筋除锈并涂抹环氧树脂进行防锈，对整个混凝土结合面使用高压水枪冲刷干净，以保证新旧混凝土的结合牢固。在基坑底部浇筑混凝土垫层，提供作业面。在凿好的桩基上植筋，围绕桩基绑扎主筋、箍筋，然后支护筒模板浇筑混凝土，拆除模板后养生。最后清理现场，恢复河道原状，撤除封闭路段的交通标志，恢复路面交通。

2.3 施工注意事项

2.3.1 施工时间选择上，工程施工应选在河流枯水期，尽量减小围堰的工程量，减少基坑支护的难度。对于河面较宽的河道，可以分两次进行导流围堰。

2.3.2 根据河床实际冲刷深度，应先测量出现在河床的冲刷高程，按加固部分应埋入冲刷深度以下来计算挖掘深度。

2.3.3 根据计算挖掘深度挖除桩基周围淤泥，同时根据施工作业面情况进行支护，以防水渗入引起基坑坍塌。

2.3.4 凿除桥墩基础松散混凝土，直到露出密实高强度混凝土，同时注意保护原钢筋，锈蚀的钢筋除锈要彻底。

2.3.5 为提高新老混凝土之间的粘结力，混凝土结合面应冲洗干净，在清洗好的混凝土及钢筋上，均匀的涂上环氧胶液。

2.3.6 钢筋设置。为了挂设钢筋网和加强新旧混凝土之间的结合和增大结合面抗剪能力，在原桩基上进行植筋，采用直径12mm的钢筋，锚入长度8cm，用环氧树脂锚固于原桩混凝土中，间距40cm。纵向主筋采用直径12mm的Ⅱ级钢筋，间距10cm，箍筋采用直径8mm的圆钢，间距20cm。混凝土厚度20cm，采用C30级混凝土，保证了桥墩基础的抗压和抗弯拉的结构性能。

2.3.7 混凝土浇筑施工的每一道工序和材料配合比试验以及验收等严格执行“公路桥涵施工技术规范”(JTJ041—2000)及“公路工程质量检验评定标准”(JTJ071—98)中的相关规定和标准。

3. 根据桥梁的病害发生情况的成因，提出以下几点建议

3.1 在桥梁设计阶段，设计单位本着实事求实的态度，现场勘察，收集一线资料，使设计冲刷线与实际冲刷线符合一致，避免因水流的冲刷导致的冲蚀病害。在施工过程中，应及时跟踪服务，解决施工过程中出现的与设计不相符的问题，不留隐患。

3.2 施工单位及现场管理人员一定要强化质量观念，增强责任意识，每道工序每一个环节都应谨慎施工，严格按照施工规范施工，从源头去掉质量管理隐患。

3.2.1 出现实际与设计不相符的问题应及时与设计单位联系，由设计单位根据实际情况作出变更，不经设计单位变更不能随意施工;

3.2.2 严格按照施工规范要求进行施工，不能因为施工有难度就降低质量要求，留下质量隐患。

3.3 养护单位切实履行职责，做好桥梁经常性、定查，发现问题采取果断措施，及时处理，避免由桥涵结构物安全引发交通事故，造成经济损失。

3.4 对出现的桥墩基础外露的桩基展开以下研究：

3.4.1 初期采用水下环氧砂浆修补，减缓其病害发展速度;

除氧站给水泵回流阀冲蚀剖析 篇6

大唐国际克旗煤制天然气是国内首家由褐煤制天然气的工业装置, 经褐煤气化、CO变换、甲烷化生产甲烷, 现该装置正开车调试中。其中除氧站位于净化分厂变换冷却岗位, 其任务是利用除氧原理除去来水中的氧气, 使来水的氧含量控制在指标范围内, 经多级离心泵为气化, 净化、甲烷化、硫回收工段的中压废锅或低压废锅及动力高压除氧站提供上水, 保证废锅用水质量。简要工艺流程如下:由变换脱盐水预热器、甲烷化预热器来的低压脱盐水及凝结水处理站加热来的脱盐水进入低压旋膜除氧器, 经低压蒸汽加热, 脱去水中氧气及其它气体。经脱氧的水分别由变换预热给水泵送至外管供气化装置等低压废热锅炉及经变换预热器后送至动力厂高压除氧器、由硫回收低压废锅给水泵送至外管供硫回收装置低压废热锅炉、由甲烷化中压废锅给水泵送至外管供甲烷化装置中压废热锅炉等用户。

2 问题分析一

在试车过程中, 除氧站中压锅炉给水泵回流总阀、回流分支阀持续被冲刷严重, 造成不断泄漏。经测量当最小回流总阀开度为2圈半时, 流量为3310L/min (198.6M3/h) , 电流为34A, 出口压力为73公斤, 管线流速为7.043m/s。当开度为3圈时, 流量为4200 L m i n (252M3/h) , 电流为38A, 出口压力为60.5公斤, 管线流速为8.87m/s, 已达到满负荷, 对回流管线上阀门冲刷严重。

3 问题分析二

中压锅炉给水泵出口流量为240M3/h, 现外供水量为5M3/h左右, 其余流量完全经回流管线 (约230 M3/h) 。造成泵出口压力维持在7.8MPa, 而除氧器压力 (回流管线入口) 为0.02MPa, 前后压差过大, 在阀门处引起汽蚀。加上截止点阀本身调节性能差的特, 维持此工况 (调试期间) 会持续对回流管线截止阀冲刷。为解决阻塞压差远远小于截止阀前后压差造成阀汽蚀损坏, 加装孔板进行试验, 由以下公式计算:

式中:

p1——为孔板进口压力, MPa;

cp——为水的热力临界压力, pc=22.5MPa;

LF——压力压力恢复系数, 取值0.9;

Ff——临界压力比系数;

Pv——相应设计温度下的饱和蒸汽压力。

孔板孔径的计算

水管的节流孔板孔径按下式, 计算:

式中:

dk——节流孔板的孔径, mm;

G——通过孔板的流量, t/h;

ρ——水的密度, kg/m3;

∆p——孔板前后压差, MPa。

从可知, dk4反比与压降, 若设计多级孔板, 第一级压降对应∆p1, 常规第二级压降对应∆p1/2, 第三级对应∆p1/22, (由1、2) 第n+1级对应∆p1/2n, 第二级孔板尺寸对应dk21/4, 第三级孔板尺寸对应dk (22) 1/4, 第n+1级对应dk (2n) 1/4, 直至最后一级孔板后压力接近所需压力。

采用双级节流孔板设计, 按照上节公式 (3) 计算, 设计压力2.2Mpa, 设计温度120度计算, 可得密度ρ=843k g/m3。第一级压降5.0Mpa, 按照上节公式 (3) 计算, 可得第一级孔径38.86m m, 第二级孔径对应44.64mm。第二级压降为2.55Mpa。考虑到现场实际情况, 取第一级孔径40mm, 第二级孔径30mm。

加装孔板后, 测试结果:回流管线第一道截止阀开度为全开, 进除氧器两分支管线一个为全开, 另一个全关。此时出口压力为5.1MPa, 电流34A, 管线振动明显减小, 流经第一道截止阀响声骤降。现采取关掉进除氧器分支管线一个阀门, 另一路全开的方法, 可满足气化用水的需求, 此工况基本可以维持系统运行。总体上加装孔板后, 降低了回流管线上第一道截止阀冲刷程度, 相对加装之前的工况有明显改善。根据一系列试验, 计划在II系列改装第二级孔板尺寸, 加大1mm, 由￠30mm改为￠31mm, 一级孔板尺寸不变。以避免回流管线分支截止阀的冲刷现象。

4 结论

在不改变系统设计情况下, 加装孔板调整回流管线流量后, 改变了回流截止阀前后压差, 减少了汽蚀现象的发生, 使工况运行有效改进, 减轻了对回流阀的冲刷, 从而解决了除氧站在调试期间, 回流阀冲蚀严重的问题, 使系统处于稳定运行阶段。

参考文献

[1]于纯海, 齐昌瑶编.《工程化学》东北林大出版社, 1978年

[2]刘鸿文主编.《材料力学》第三版高等教育出版社, 1994年

冲蚀实验 篇7

1 冲蚀磨损的定义

冲蚀磨损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。其定义可以描述为固体表面同含有固体粒子的流体接触做相对运动其表面材料所发生的损耗。携带固体粒子的流体可以是高速气流, 也可以是液流, 前者产生喷砂型冲蚀, 后者则称为泥浆型冲蚀。冲蚀磨损是现代工业生产中常见的一种磨损形式, 是造成机器设备及其零部件损坏报废的重要原因之一。

2 不同工况下影响磨损特性的因素

流体机械工作的不同工况, 具体表现在磨粒的性质或者流体机械的运行参数的不同, 我们主要考虑不同的参数对于流体机械的磨损特性的研究。

2.1 磨粒的形状对于磨损特性的影响

流体介质在流体机械中传输的过程中, 由于流体中含有的固体介质的形状不同, 对于流体机械的磨损特性也是不同的。棱角较多的磨粒对于流体机械的冲蚀磨损特性显然更加的厉害, 相比于圆形或者椭圆形的磨粒来说, 棱角较多的磨粒在同样的冲击角度和冲击力的条件下, 是圆形或者椭圆形磨粒对流体机械冲蚀磨损特性的好几倍, 通过实验室设备具体测试和观察我们得知, 棱角较多的磨粒对流体机械的表面作用力的表现形式主要是切削的方式, 而圆形或者椭圆形的磨粒着是犁削变形的方式。

2.2 冲击角度对于磨损特性的影响

这个冲击角度实质上指的是流体中的固体粒子冲击流体机械的表面时, 固体磨粒的冲击方向和流体机械磨损面形成的夹角, 显然, 冲击角度的不同对于流体机械的磨损特性也是不一样的, 当然并不是角度越接近于垂直方向磨损就越严重, 研究表明, 冲击角度对于机械的磨损程度还跟流体机械磨损面的材料有关。对于脆性材料来说, 当冲击角度越接近90°的时候, 磨损的程度也就越严重, 而对于塑性材料来说, 冲击角度则有一个中间值, 这个值随着不同材料有着一定的差异性, 一般在15°-40°之间, 造成的磨损情况最为严重。

2.3 磨粒的粒度对磨损特性的影响

磨粒粒度是流体机械冲蚀中造成磨损的重要参考因素, 磨粒粒度对于流体机械的磨损特性的影响具体表现在两个方面。首先是磨粒的尺寸的区别, 尺寸的不断增大对流体机械的磨损程度不是一直增高的, 存在一个临界值, 这个临界值现象的存在就是磨粒的尺寸效应。脆性材料的不同也会影响磨粒对流体机械的磨损程度, 不同的脆性材料受到同一种磨粒的冲蚀的时候, 其磨损特性也是不同的, 遵循的变化规律也是有区别的。除了上述这两种情况的区别, 同一种磨粒的由于粒度分布的不同, 造成的磨损特性也是不同的, 和磨粒粒度的分布有着一定的数量关系。

2.4 固体磨粒的冲击速度对磨损特性的影响

不同的工况下, 流体在流体机械内部的流速是不一样的, 磨粒在流体中的速度不同对于流体机械的磨损特性也是有区别的, 对于很多低压低速的流体介质来说, 流体中含有的磨粒几乎对流体机械没有磨损, 磨粒只是在碰到流体机械内壁的时候发生了变形, 并且很快得到了恢复, 但是当磨粒的冲击速度超过一定的数值的时候, 对于流体机械的表面的磨损程度是成正比的, 冲击速度越大那么对流体机械磨损程度也就越严重, 不同的材质, 这个比例系数也存在差异, 实验数据显示, 陶瓷材料的系数为3, 而金属的显然要小于陶瓷材料为2.55。

2.5 冲击时间对磨损特性的影响

显然, 冲击时间越长对流体机械冲蚀的磨损情况也就越严重, 冲击时间是流体机械磨损特性中站着非常大比例, 冲蚀磨损在受到磨粒冲蚀的前期并不会表现出来, 这个过程中有着一个潜伏期的, 随着冲蚀情况的发生, 流体机械的表面也发生了一定的磨损变化, 这种变化也加剧了冲蚀的磨损程度, 导致冲蚀磨损现象越来越严重。

2.6 工质的温度对磨损特性的影响

流体机械在工作时的温度也会影响磨粒对流体机械的磨损特性, 但是环境温度对磨损特性的影响非常复杂, 由于流体介质的不同, 流体介质中含有的固体磨粒不同, 以及流体机械材质的不同, 这些都会影响温度对于磨损特性的影响, 有的会随着温度的升高而升高, 有的则会降低, 而有的则显示出对于温度变化的惰性, 几乎和温度变化无关。温度升高导致磨损程度严重, 主要原因可能是因为高温下, 改变了流体机械的材料的特性, 降低了对于磨粒的屈服程度。而有的对温度变化没有明显变化, 是因为流体机械内壁生成了一种氧化膜, 一般情况下氧化膜都比较坚硬, 氧化膜给流体机械提供了一层保护, 反而提高了流体机械表面的抗磨损能力。

2.7 材料硬度对磨损特性的影响

这里讨论的硬度包括了两个方面, 一种是磨粒材料的硬度, 一种是流体介质的硬度, 硬度对于流体机械冲蚀磨损特性的影响主要表现在, 这些磨粒和流体介质的硬度与流体机械的表面的硬度的比值大小, 对于塑性材料来说, 当磨粒硬度与流体机械材料硬度比值为1.2的时候, 冲蚀的磨损程度于比值呈现负相关关系, 当两者的比值比1.2小的时候, 呈正相关关系, 即随着比值的增大, 磨损程度也会随着不断的增大。

3 结语

总之, 不同的工况下流体机械冲蚀的磨损特性是不同的, 对于不同的磨粒以及其在不同的参数下影响流体机械的磨损特性, 还要根据实际的工作出发, 综合分析不同工况下流体机械的磨损特性。

参考文献

[1]庞佑霞, 刘厚才, 唐果宁等.基于流体机械工况的冲蚀磨损特性研究[J].机械工程材料, 2004, 28 (12) :36-38.