突擴(kuò)管道流動加速腐蝕模擬研究

林 彤，周克毅，司曉東

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突擴(kuò)管道流動加速腐蝕模擬研究

林 彤，周克毅，司曉東

（東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇 南京 210096）

本文利用Fluent軟件模擬突擴(kuò)管下游的流場分布情況，通過改變?nèi)肟诹魉俸凸艿劳粩U(kuò)比，得到不同條件下管道下游傳質(zhì)系數(shù)的分布規(guī)律；基于建立的數(shù)學(xué)模型，得到突擴(kuò)管下游的傳質(zhì)系數(shù)、腐蝕速率與入口流速、管道突擴(kuò)比之間的關(guān)系。結(jié)果表明：入口流速一定時，突擴(kuò)管下游的傳質(zhì)系數(shù)和腐蝕速率隨著突擴(kuò)比的增大呈增大趨勢，并且峰值位置均向流動方向偏移；突擴(kuò)比一定時，突擴(kuò)管下游的傳質(zhì)系數(shù)和腐蝕速率隨著流速的增大而增大，峰值位置向流動方向移動；模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

流動加速腐蝕；突擴(kuò)管；流場分布；入口流速；腐蝕速率；突擴(kuò)比；傳質(zhì)系數(shù)

流動加速腐蝕（FAC）是一種緩慢的管道降解過程，是由流體流動損壞或者減薄管道部件的保護(hù)層所致，已經(jīng)成為發(fā)電機(jī)組的第二大失效方式，嚴(yán)重影響機(jī)組的安全運(yùn)行[1]。美國Trojan核電站1985年和1987年2次出現(xiàn)了疏水管斷裂和主給水系統(tǒng)30多處壁厚減薄的問題[2]，隨后1988年美國的Surry核電站檢修發(fā)現(xiàn)主給水泵的入口彎頭的壁厚減薄過快[3]。1989年西班牙的S.M.de Garona核電站[4]和1990年芬蘭的Loviisa1號機(jī)[5]均存在給水管的斷裂問題。美國的Millstone核電廠[6]先后于1990年和1991年2次發(fā)生疏水管斷裂事故。2004年，日本美濱核電廠[7]發(fā)生孔板流量計下游管段破裂的事故。據(jù)世界核電運(yùn)營者協(xié)會統(tǒng)計，1999年至2007年之間，世界核電行業(yè)共發(fā)生37起FAC事件。隨著我國超超臨界技術(shù)的迅速發(fā)展，火電廠也出現(xiàn)了如鍋爐壓差上升較快、結(jié)垢速率高、汽輪機(jī)高壓缸部位沉積嚴(yán)重等問題，根本原因是存在FAC[8]。FAC不僅帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失，更為嚴(yán)重的是威脅工作人員的人身安全，因此建立準(zhǔn)確的模型對FAC進(jìn)行預(yù)測變得尤為重要。

FAC的環(huán)境條件多為高溫高壓，普通的實(shí)驗(yàn)設(shè)備難以滿足上述條件，需要花費(fèi)大量經(jīng)費(fèi)方能搭建實(shí)驗(yàn)臺。運(yùn)用計算機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬，可以避免經(jīng)費(fèi)不足的問題。目前，歐洲發(fā)達(dá)國家紛紛推出了商業(yè)化的程序包計算FAC，例如美國電科院的CHECWORKSTM計算程序，法國EDF部門的BRT-CICER0TM和德國Simens的WATHECTM程序[9]。所以，利用計算軟件確定管道內(nèi)部的流場分布，從而求得FAC分布有一定的指導(dǎo)性意義。

FAC經(jīng)常出現(xiàn)在流速變化較為劇烈的區(qū)域，如孔板、彎頭、突擴(kuò)管等[10]。國內(nèi)某電廠蒸發(fā)器處的聯(lián)箱部分管道發(fā)生嚴(yán)重的FAC，并且在管道突然擴(kuò)大的部分即突擴(kuò)管處存在FAC現(xiàn)象。對此，本文將利用Fluent軟件研究突擴(kuò)管下游的FAC分布規(guī)律。

1 FAC基本模型

FAC是管內(nèi)流體在流動環(huán)境下，加速管道表面的氧化膜溶解在流動的水或者濕蒸汽的過程，嚴(yán)重時可能會導(dǎo)致管道破裂。

FAC主要包括金屬-氧化物界面處一系列的電化學(xué)反應(yīng)、碳鋼管壁表面氧化膜的化學(xué)溶解、溶解鐵向流體的質(zhì)量傳遞3個過程。第一個過程在流體靜止不動時處于靜態(tài)平衡的狀態(tài)，當(dāng)流體開始流動，流體中的溶解平衡遭到破壞，從而加速金屬基體的溶解；第二個過程溶解的鐵全部進(jìn)入管道表面附近的邊界層；第三個過程流體流動帶走主流區(qū)中的溶解鐵，在濃度差的作用下，邊界層中的溶解鐵會向主流方向遷移，金屬基體產(chǎn)生的部分溶解鐵則通過氧化膜擴(kuò)散到邊界層，從而造成溶解鐵從基體向主流區(qū)的遷移。由于主流區(qū)的流體持續(xù)不斷地帶走溶解鐵，碳鋼表面則處于持續(xù)腐蝕狀態(tài)。

根據(jù)上述3個過程，F(xiàn)AC可表示為：

式中：FAC為流動加速腐蝕速率，m/s；eq為可溶性含鐵成分的溶解度，mol/L；0為金屬基體-氧化物界面的可溶性含鐵組分濃度，mol/L；為反應(yīng)速率常數(shù)，m/s；為基體附近穿過氧化膜的比例系數(shù)；s為氧化物-溶液界面的可溶性含鐵組分濃度，mol/L；為可溶性含鐵組分的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；為氧化膜孔隙率；為氧化膜的厚度，m；為傳質(zhì)系數(shù)，m/s；∞為主體溶液中的可溶性含鐵組分濃度，mol/L。

整合上式，流動加速腐蝕速率可表示為

當(dāng)流體溫度在100~150 ℃之間，氧化膜較為疏松，對傳質(zhì)過程影響不大[11]。由于主體溶液中含鐵組分的濃度相較于含鐵組分的溶解度非常小，則可假定∞=0。流動加速腐蝕速率可表示為

2 溶解度計算模型

Fe3O4在高溫下可與水溶液發(fā)生多個化學(xué)反應(yīng)，生成不同的產(chǎn)物。Kazutoshi[12]的研究表明，當(dāng)溶液pH值小于10，并且溶液中的溶氧量很低時，F(xiàn)e3+濃度非常低，可將Fe3+在水中的濃度視為0。因此，氧化膜的反應(yīng)生成物主要有Fe2+、Fe(OH)+、Fe(OH)2和Fe(OH)-，即鐵在水溶液的溶解度可表示為

式中，[Fe2+]、[Fe(OH)+]、[Fe(OH)2]和[Fe(OH)-]代表了Fe2+、Fe(OH)+、Fe(OH)2和Fe(OH)-在水溶液中的溶解度。

所以氧化膜的溶解方程一般為：

式中，=0, 1, 2, 3，=0時溶解產(chǎn)物為Fe2+，=1時溶解產(chǎn)物為Fe(OH)+，=2時溶解產(chǎn)物為Fe(OH)2，=3時溶解產(chǎn)物為Fe(OH)–。將=0, 1, 2, 3代入 式(7)得到4種溶解產(chǎn)物，溶解度計算模型方程(6)可改寫為

化學(xué)反應(yīng)平衡常數(shù)可通過化學(xué)反應(yīng)過程中的熱力學(xué)數(shù)據(jù)吉布斯自由能Δ0[14]求得：

化學(xué)反應(yīng)中標(biāo)準(zhǔn)的吉布斯自由能熱力數(shù)據(jù)取自核反應(yīng)堆系統(tǒng)水化學(xué)手冊[15]。

3 傳質(zhì)系數(shù)計算模型

研究FAC模型[16-19]，發(fā)現(xiàn)傳質(zhì)系數(shù)是影響FAC速率的主要因素之一，傳質(zhì)系數(shù)很大程度上受流場分布的影響。研究發(fā)現(xiàn)，傳質(zhì)系數(shù)通常用無因次數(shù)舍伍德數(shù)(SH)表示[20]，即

式中：為傳質(zhì)系數(shù)；為擴(kuò)散系數(shù)；為水力直徑；SH為舍伍德數(shù)。

根據(jù)斯托克斯-愛因斯坦關(guān)系[21]，擴(kuò)散系數(shù)可寫成：

式中，B為玻爾茲曼常數(shù)，為絕對溫度，為水的黏度，F(xiàn)e為鐵的離子半徑。SH又可以寫成無因次數(shù)雷諾數(shù)和施密特數(shù)的組合形式，即

式中：、和為3個常數(shù)，與流動條件有關(guān)，可通過實(shí)驗(yàn)得到；為溶液密度；為流體速度；為動力黏度。則傳質(zhì)系數(shù)計算模型為

陸曉峰等[22]在流動加速腐蝕的論文中提出：

基于上述模型，發(fā)現(xiàn)傳質(zhì)系數(shù)主要與管道流體的基本參數(shù)、流場的分布情況以及流體所處的外部環(huán)境有關(guān)?？衫肍luent軟件基于流體力學(xué)知識，遵循質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒基本定理，獲取管道下游的流場分布，從而計算出管道下游的傳質(zhì)系數(shù)分布情況。

4 計算結(jié)果與討論

4.1 溶解度計算結(jié)果

Fe3O4溶解度與流體所處的外部環(huán)境有關(guān)，即與溫度和壓力有關(guān)。結(jié)合溶解度模型式(9)和離子的電離平衡，計算得到Fe3O4溶解曲線如圖1所示。

圖1 Fe3O4溶解度與溫度、pH值的關(guān)系

由圖1可見，F(xiàn)e3O4溶解度隨溫度的升高先增大后減小。原因是溫度升高，水的電離常數(shù)增大，導(dǎo)致水中H+增多，故溶解度上升；但是隨著溫度繼續(xù)增大，水中的OH-逐漸增多，開始占據(jù)主導(dǎo)作用，而OH–與Fe2+離子反應(yīng)生成沉淀，使得Fe3O4溶解度開始下降。

國內(nèi)某電廠蒸發(fā)器處的聯(lián)箱部分管道發(fā)生嚴(yán)重的FAC，并且在管道突然擴(kuò)大的部分存在FAC現(xiàn)象[23]。聯(lián)箱處管道可簡化為突擴(kuò)管，以管道的 壓力和溫度作為參考，結(jié)合Fe3O4溶解度的峰值范圍，流體的參數(shù)設(shè)為溫度150 ℃，壓力0.95 MPa，pH=6.86（常溫下pH值為9.4），流體的速度分 別設(shè)為3、4、5 m/s?；跇?biāo)準(zhǔn)吉布斯自由能數(shù)據(jù)，計算可溶性含鐵組分的溶解度，結(jié)果為eq=6.477×10–8mol/L。

4.2 流場模擬結(jié)果

圖2為使用DesignModel模塊繪制該電廠突擴(kuò)管道的幾何模型。突擴(kuò)處前后的管道長度均為25，管道內(nèi)徑設(shè)為50 mm，則兩段管道長均為1 250 mm。定義管道的突擴(kuò)比=/，并且將其分別設(shè)置為1.3、1.5、1.7、2.0。以突擴(kuò)處的中心作為原點(diǎn)，即圖2中所示的=0。

將繪制的幾何模型導(dǎo)入ICEM軟件，利用ICEM工具劃分網(wǎng)格。先后2次利用O型剖分劃分模型，建立結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。針對邊界層網(wǎng)格，采用加密處理，運(yùn)用Exponential1函數(shù)生成邊界層的節(jié)點(diǎn)，針對非邊界層部分，利用BiGeometric函數(shù)自動生成節(jié)點(diǎn)，邊界層加密和突擴(kuò)處加密兩部分如圖3所示。檢測網(wǎng)格，以突擴(kuò)比=1.3為例，發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格數(shù)量為190萬，質(zhì)量分布在0.781~1之間，扭曲率為45~90，符合網(wǎng)格的質(zhì)量要求。

圖2 ANSYS計算管段模型

圖3 網(wǎng)格局部示意

使用Fluent軟件計算時，選用基于壓力的求解器，運(yùn)用Realizable-模型，選用SIMPLE壓強(qiáng)-速度關(guān)聯(lián)算法，其中壓力和動量方程使用二階迎風(fēng)差分格式計算，將動量因子、湍動能因子、湍流耗散率因子和湍流黏度因子分別修改為0.4、0.5、0.5和0.6。

計算收斂條件是殘差均小于10–3。入口管段處于充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)時，采用入口速度作為邊界條件，出口則采用壓力作為邊界條件，壁面使用無滑移條件。工作流體為液態(tài)水且不可壓縮，工質(zhì)流速分別設(shè)置為3、4、5 m/s。

圖4給出了流體流速為4 m/s時，突擴(kuò)比=1.3、1.5、1.7和2.0的管道下游流場分布。由圖4可見：突擴(kuò)比=1.3時，管道流體受到的阻礙較小，靠近軸線附近的流體大部分沿著主流方向流動，并且在管壁和主流區(qū)之間形成渦漩，帶動靠近壁面的流體繼續(xù)向下游移動，由于靠近壁面流體的份額較少，中心流體可以保持較高速度流動；突擴(kuò)比為2.0時，管道流體受到的阻礙較大，靠近壁面的流體份額增多，軸線附近的流體份額減少，隨著流體向下游流動，中心流體與壁面流體充分混合，速度分布逐漸趨向于穩(wěn)定，由于中心流體份額的減少和壁面流體份額的增多，導(dǎo)致中心流體速度下降較快。

圖4 不同突擴(kuò)比下的管道流場分布

圖5為不同流速和不同突擴(kuò)比下游回流區(qū)流場分布情況。

由圖5可見：當(dāng)入口流速保持4 m/s不變時，渦漩尺度隨著突擴(kuò)比的增加而逐漸擴(kuò)大，回流區(qū)長度增加，主流區(qū)到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)的距離增大；當(dāng)管道突擴(kuò)比為2.0即管道形狀一致，流速分別為3、4、5 m/s時，隨著流速增加，即雷諾數(shù)增大，管道下游回流區(qū)的長度和速度均有所增加，并且漩渦強(qiáng)度增大。該結(jié)論與黃長久等[24]的結(jié)果保持一致。

4.3 FAC腐蝕速率計算結(jié)果

4.3.1 傳質(zhì)系數(shù)

本文將管道突擴(kuò)比分別設(shè)為1.3、1.5、1.7和2.0，得到4種不同形狀的突擴(kuò)管道。入口流速分別為=3、4、5 m/s，利用Fluent軟件數(shù)值模擬計算得到管道下游的流場分布情況，將模擬結(jié)果與傳質(zhì)系數(shù)的模型（式(15)和式(16)）相結(jié)合，計算得到不同入口流速、不同管道尺寸下的傳質(zhì)系數(shù)如圖6所示。

由圖6a)可見：當(dāng)管道入口速度為=4 m/s時，突擴(kuò)管道下游傳質(zhì)系數(shù)均呈現(xiàn)先增大后減小最終趨向于平穩(wěn)的趨勢；隨著突擴(kuò)比的增大，下游傳質(zhì)系數(shù)增加，并且傳質(zhì)系數(shù)的峰值位置逐漸遠(yuǎn)離突擴(kuò)處。突擴(kuò)比=1.3和1.5的傳質(zhì)系數(shù)峰值相差不大，這是由于這2種管道形狀相差不大，=1.5的管道下游產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度略大于=1.3的管道的漩渦強(qiáng)度，而基于連續(xù)性方程，=1.3的管道流速要大于=1.5的管道流速，結(jié)合上述兩種因素，使得=1.3和1.5的傳質(zhì)系數(shù)峰值相差無幾。隨著流體繼續(xù)向下游流動，管道中的漩渦已經(jīng)消失，此時流速的因素占據(jù)主導(dǎo)地位，使得=1.3的管道傳質(zhì)系數(shù)大于=1.5的管道傳質(zhì)系數(shù)。隨著突擴(kuò)比的繼續(xù)增大，由于漩渦大大增強(qiáng)導(dǎo)致漩渦強(qiáng)度成為影響傳質(zhì)系數(shù)的主導(dǎo)因素，因此=2.0管道傳質(zhì)系數(shù)的峰值明顯大于=1.7管道傳質(zhì)系數(shù)的峰值。另外，的繼續(xù)增大使得回流區(qū)長度增大，導(dǎo)致傳質(zhì)系數(shù)的峰值位置向下游移動。

由圖6b)可見，隨著流速的增加，管道下游產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度增大，傳質(zhì)過程增強(qiáng)，傳質(zhì)系數(shù)峰值增大，并且由于流速的增加導(dǎo)致回流區(qū)的長度增長，故傳質(zhì)系數(shù)峰值向管道下游移動。

圖7為=4 m/s時，突擴(kuò)比=2.0的模擬傳質(zhì)系數(shù)與Bryan Poulson實(shí)驗(yàn)結(jié)果[23]對比。由圖7可見，模擬與實(shí)驗(yàn)傳質(zhì)系數(shù)變化趨勢大致吻合，且兩者峰值也相近。

圖7 模擬數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

傳質(zhì)系數(shù)的數(shù)量級為10–3，而化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)的數(shù)量級為1012，可見傳質(zhì)系數(shù)是FAC模型中的主導(dǎo)因素，因此可忽略化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)項(xiàng)，主要考慮傳質(zhì)系數(shù)對FAC速率的影響。

4.3.2 腐蝕速率

當(dāng)流體入口速度保持恒定時，管道突擴(kuò)處形狀變化越劇烈，管道下游產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度越大，流體間的動量傳遞增強(qiáng)，從而影響漩渦處的傳質(zhì)過程，因此FAC速率必然會增大。當(dāng)流體繼續(xù)往下游移動時，漩渦強(qiáng)度逐漸減小，直至流體穩(wěn)定流動時，漩渦基本消失，故FAC逐漸減小，最后保持恒定值。管道的幾何形狀會直接影響管道下游的流場分布。圖8為速度為5、4、3 m/s時，4種不同形狀管道的FAC速率。由圖8可知：由于=2.0的管道突擴(kuò)處前后變化較大，并且壁面處流體速度為0，導(dǎo)致突擴(kuò)處出口附近的FAC較?。欢?1.3的管道突擴(kuò)處前后形狀變化小，流體一直保持較高的速度，使得突擴(kuò)處出口較短距離內(nèi)的FAC速率大于=2.0的管道腐蝕速率；當(dāng)流體繼續(xù)往下游移動時，由于=1.3管道下游流速較為穩(wěn)定，產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度很小，突擴(kuò)比=2.0的FAC速率必然大于=1.3管道的腐蝕速率?？梢?，突擴(kuò)比增大，不僅影響漩渦，還會增長回流區(qū)長度，使得傳質(zhì)系數(shù)的峰值位置整體向下游移動。

圖9為為2.0、1.7、1.5、1.3時3種不同速度下的FAC速率。

圖9 E為2.0、1.7、1.5、1.3時3種不同速度下的FAC速率

由圖9可見：管道形狀相同時，F(xiàn)AC速率的峰值隨入口流速的增加而增加，并且峰值位置隨著流速的增加向下游移動。這是因?yàn)?，?dāng)管道形狀相同時，入口流速越大受到的阻礙越大，流體一旦通過突擴(kuò)位置釋放，管道下游產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度就越大，從而FAC速率越大。

5 結(jié) 論

利用Fluent軟件模擬突擴(kuò)管道下游的流場分布情況，結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢一致，數(shù)據(jù)吻合較好。當(dāng)入口流速一定時，突擴(kuò)管道下游的傳質(zhì)系數(shù)和FAC速率隨著突擴(kuò)比的增大而增大，并且傳質(zhì)系數(shù)和FAC速率峰值位置向流體流動方向移動。管道突擴(kuò)比一定時，突擴(kuò)管下游的傳質(zhì)系數(shù)和腐蝕速率隨著流速的增大而增大，并且傳質(zhì)系數(shù)峰值和FAC峰值位置隨著流速的增加向流動方向移動。

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Simulation study on flow-accelerated corrosion of sudden expansion pipeline

LIN Tong, ZHOU Keyi, SI Xiaodong

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)

The Fluent software is used to simulate the flow field distribution at downstream of the sudden expansion pipeline. By changing the inlet velocity and the pipe expansion ratio, the distribution law of the mass transfer coefficient at downstream of the pipeline under different conditions is obtained. Based on the established mathematical model, the change laws of the mass transfer coefficient and corrosion rate at downstream of the sudden expansion tube with the inlet velocity and pipe expansion ratio is obtained. The results show that, when the inlet velocity is constant, the mass transfer coefficient and corrosion rate at downstream of the sudden expansion pipe increases with the sudden expansion ratio, and the peak position moves to the flow direction. When the pipeline sudden expansion ratio is constant, the mass transfer coefficient and corrosion rate at downstream of the sudden expansion pipeline increase with the velocity, and the peak position moves to the downstream of the pipeline. The simulation results are basically consistent with the experimental results.

flow-accelerated corrosion, sudden expansion pipeline, flow field distribution, inlet velocity, corrosion rate, sudden expansion ratio, mass transfer coefficient

National Natural Science Foundation of China (51676035)

林彤(1995—)，女，碩士研究生，主要研究方向?yàn)榱鲃蛹铀俑g，220160389@seu.edu.cn。

TG172.82

A

10.19666/j.rlfd.201808165

林彤, 周克毅, 司曉東. 突擴(kuò)管道流動加速腐蝕模擬研究[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(4): 41-47. LIN Tong, ZHOU Keyi, SI Xiaodong. Simulation study on flow-accelerated corrosion of sudden expansion pipeline[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(4): 41-47.

2018-08-13

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51676035)

周克毅(1955—)，男，博士，教授，boiler@seu.edu.cn。

（責(zé)任編輯 楊嘉蕾）