金屬波紋管內(nèi)表面鍍層沖蝕性能

陳智華，仝玉棟，張傳杰，劉延波，陳榮旗

金屬波紋管內(nèi)表面鍍層沖蝕性能

陳智華1，仝玉棟1，張傳杰2，劉延波1，陳榮旗2

（1.哈爾濱工程大學(xué)，哈爾濱 150001；2.海洋石油工程股份有限公司，天津 300451）

在明渠條件下分析挾沙水流對金屬波紋管內(nèi)表面鍍層的沖蝕情況，明確沖蝕的機(jī)理及特征。采用自主搭建的循環(huán)試驗(yàn)水槽平臺對金屬波紋管涵進(jìn)行挾沙水流的沖蝕試驗(yàn)。將波紋管設(shè)計為A、B、C管段，根據(jù)水的流速變化，選取各管段波紋截面及測點(diǎn)。根據(jù)不同粒徑區(qū)間，在0.12、0.24、0.47 mm工況下，沖蝕時間達(dá)到200、400、600 h時分別測量各測點(diǎn)，得到內(nèi)表面鍍層在不同工況、不同位置的沖蝕量。采用掃描電鏡觀察0.47 mm工況下B2波紋段的沖蝕形貌，結(jié)果表明，波峰和迎水面位置的沖蝕坑緊密分布，鍍層的沖蝕現(xiàn)象最為嚴(yán)重。在1個波紋周期內(nèi)，沿著水流方向，波峰位置的沖蝕量相對最大，且迎水面鍍層的沖蝕量比對稱位置背水面的沖蝕量大；在垂直于水流方向的橫斷面上，中軸線位置的沖蝕量相對最大，兩側(cè)逐漸減小。在同等條件下，沙粒粒徑為0.47 mm工況下的沖蝕率相對最大，其中0斷面處的最大沖蝕速率達(dá)到了6.31 μm/100 h。波紋管內(nèi)表面鍍層因顆粒沖蝕，鍍層減薄，直至消失，進(jìn)而導(dǎo)致波紋管的失效速率加快。波峰位置的沖蝕速率相對最大，以波峰為對稱軸，迎水面的沖蝕速率大于對應(yīng)位置背水面的沖蝕速率。沖蝕速率與沙粒粒徑呈線性關(guān)系，沖蝕速率隨著沙粒粒徑的增大而增大。壁面沖蝕速率與近壁面沙粒速度呈冪指數(shù)關(guān)系，不同橫斷面的速度指數(shù)不同，速度指數(shù)最大值出現(xiàn)在波峰斷面。

金屬波紋管；沖蝕磨損；挾沙水流；明渠條件；回歸擬合；沖蝕試驗(yàn)

金屬波紋管是以鋼為基體，表面鍍有鋅、鋁等金屬的外形規(guī)則的波浪式管材[1]，它在普通橋涵、市政管網(wǎng)、雨水收集和農(nóng)業(yè)水利等方面有著廣泛的應(yīng)用。與傳統(tǒng)的埋土管涵相比，金屬波紋管涵的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢明顯，主要體現(xiàn)在幾方面：施工工藝更簡單；能夠減少混凝土等傳統(tǒng)材料的使用量，利于環(huán)保；對地基的適應(yīng)性較好，抗變形能力強(qiáng)；管涵自身質(zhì)量較輕，便于運(yùn)輸[2]。目前，國內(nèi)外針對波紋管涵的研究主要涉及管涵外部的腐蝕破壞（包括土壤、水等外部環(huán)境對管涵使用壽命的影響[3-4]）、波紋管涵的耐久性等方面。波紋管涵耐久性的研究主要集中在施工技術(shù)和結(jié)構(gòu)力學(xué)性能等方面[5-7]，對內(nèi)壁面鍍鋅層沖蝕的研究相對較少。在公路、水利、市政、鐵路等工程中，金屬波紋管主要作為涵洞，用于排水，管內(nèi)水流長時間處于明渠狀態(tài)，形成管流狀態(tài)的流動時間較短，且在管段長期服役中的占比較小。通過研究挾沙水流對金屬波紋管的沖蝕規(guī)律、預(yù)測鍍層失效時間，對金屬波紋管的高效使用有著重要意義。

研究沖蝕問題可采用試驗(yàn)研究[8-16]和數(shù)值模擬[17-23]等方法。在試驗(yàn)研究方面，國內(nèi)外研究者運(yùn)用不同的試驗(yàn)裝置，研究了不同工況下不同材料的沖蝕情況及影響因素。偶國富等[8]利用旋轉(zhuǎn)式?jīng)_蝕試驗(yàn)裝置對管壁的沖刷腐蝕進(jìn)行了研究。Malka等[9]通過自制的管流式循環(huán)實(shí)驗(yàn)平臺對沖蝕與腐蝕協(xié)同作用進(jìn)行了研究。孫軍龍等[11]采用熱壓工藝制備了BAT噴嘴，并研究了其沖蝕性能，分析了噴嘴入口處、中間段、出口處的沖蝕機(jī)理。Mazumder等[13]研究了顆粒特性對鋁制彎頭沖蝕的影響，在各種顆粒特性中發(fā)現(xiàn)顆粒沖擊速度對沖蝕的影響相對最大。Jana等[14]的研究表明，在顆粒速度和含砂量均較低時，金屬材料的沖蝕速率與流體流速和含沙量成正比。Zahedi等[15]探究了不同流速條件下不同粒徑對90°彎頭沖蝕速率的影響，結(jié)果表明，沖蝕速率主要與速度相關(guān)，與粒徑的關(guān)系不大。武剛等[16]研究了管線鋼焊縫的沖蝕，并且將管道沖蝕行為分為初期腐蝕和流體沖蝕等階段，分析了焊縫余高、流速、流態(tài)等因素對沖蝕的影響。

隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬方法的使用越來越普及。王彥驊等[17]研究了π型管在不同因素下的沖蝕行為，通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)了管道的易沖蝕部位。王國濤等[18]通過試驗(yàn)和CFD模擬，分析了流體速度、顆粒粒徑、質(zhì)量流量對四通管沖蝕的影響規(guī)律，并發(fā)現(xiàn)了沖蝕高危部位。Adedeji等[20]采用沖蝕耦合動態(tài)網(wǎng)格研究了90°彎管的厚度損傷情況，與靜網(wǎng)格相比，在動態(tài)網(wǎng)格下沖蝕厚度與試驗(yàn)結(jié)果更接近。Uzi等[21]提出了ODEM計算模型，與CFD?DEM相比，它能夠更快地預(yù)測沖蝕速率。Wang等[22]考慮了外力作用對沖蝕的影響，通過已有試驗(yàn)和E/CRC模型，建立了考慮外加荷載影響沖蝕率的計算模型。

國內(nèi)外針對管道沖蝕的研究主要進(jìn)行了不同封閉管型下沖蝕機(jī)理的分析，很有必要對明渠條件下復(fù)雜周期性波紋壁面的沖蝕規(guī)律進(jìn)行研究。文中通過開展挾沙水流對鍍鋅金屬波紋管內(nèi)壁沖蝕的物理模型試驗(yàn)研究，在含沙量（文中均指沙粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為0.72%的條件下，分別進(jìn)行3種不同粒徑工況下挾沙水流對金屬波紋管涵內(nèi)壁的沖蝕試驗(yàn)研究，通過測量管涵內(nèi)壁鍍層的厚度，探究沙粒粒徑和沙粒速度對鍍層沖蝕速率的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)

1.1 設(shè)計

采用自主搭建的沖蝕裝置，開展了明渠條件下三維波紋管的沖蝕試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置采用循環(huán)水槽，水槽主要由水泵、電磁流量計、PVC給水管、變頻器、蝶閥、蓄水槽和試驗(yàn)段金屬波紋管等組成，循環(huán)水槽結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。試驗(yàn)段金屬波紋管為C型波紋的半圓管道，波峰斷面的直徑為0.5 m，每段波紋管長度為1.0 m，共鋪設(shè)了3段，并按照水流方向水平布置3段波紋管，依次編號為A、B、C，如圖1所示，試驗(yàn)段的總長度為3.0 m。該金屬波紋管的基體為鋼，波紋間距為125 mm，波峰波谷的圓弧半徑為40 mm，波紋高度為25 mm。波紋管表面鍍層材料為鋅，鋅層在管道表面形成了致密的保護(hù)層，且當(dāng)鋅層被損壞時，鋅可作為陽極保護(hù)基體。依據(jù)重慶市降雨統(tǒng)計資料[24]，選取0.08～0.16 mm、0.16～0.315 mm、0.316～0.63 mm的沙粒為試驗(yàn)材料，確定循環(huán)水槽的流速，選取水槽軸線底部波峰處為流速測點(diǎn)位置，沿水流方向的流速不應(yīng)低于0.5 m/s，含沙量為0.72%。沙粒粒徑利用篩子進(jìn)行篩選，通過篩孔精準(zhǔn)控制其粒徑，并根據(jù)沙粒粒徑的范圍設(shè)計了3組工況，工況組的情況如表1所示。

圖1 循環(huán)水槽結(jié)構(gòu)示意圖

表1 沖蝕試驗(yàn)工況組

Tab.1 Working condition group of erosion experiment

1.2 方法

這里測量金屬波紋管鍍鋅層厚度的方法如下。

1）使用XCT–330型涂層測厚儀分別測量金屬波紋管初始和試驗(yàn)200、400、600 h時的鍍層厚度，每個測點(diǎn)測量3次，取其平均值作為測點(diǎn)的鍍層厚度。

2）在試驗(yàn)結(jié)束后，取樣制作成金相試樣，并置于MM–4XC型金相顯微鏡下測量鍍層厚度。

在測量數(shù)據(jù)時，每個測點(diǎn)測量3次，將測量數(shù)據(jù)的平均值作為該點(diǎn)的鍍層厚度，并對每次測量的數(shù)據(jù)進(jìn)行誤差分析，以保證所得數(shù)據(jù)的可靠性。通過變頻器調(diào)整水槽的流速，選取不同流速梯度的波紋采集數(shù)據(jù)，波峰測點(diǎn)所對應(yīng)的流速如圖2中紅色點(diǎn)所示。對試驗(yàn)段沿水流方向的3段波紋管A、B、C進(jìn)行鍍層數(shù)據(jù)采集，采集波紋段如圖3中實(shí)線部分所示，采集數(shù)據(jù)的完整波紋段共計13個。選取每個波紋的測點(diǎn)，每個周期波紋沿水流方向選取測點(diǎn)6個，測點(diǎn)間距和編號如圖4所示。

圖2 沿水流方向波峰測點(diǎn)處的流速分布

橫斷面方向所有的測點(diǎn)均位于水面線以下，測點(diǎn)水平距離為2.5 cm，每個橫斷面有13個測點(diǎn)，標(biāo)記為–6—–1和0—6，測點(diǎn)間距和編號如圖5a所示。選取A管中A2、A3、A4、A5、A6、A8等，B管中B1、B2、B3、B4、B5、B6、B7、B8等，C管中C1、C2、C4、C5、C6等的波紋斷面進(jìn)行流速測定，每個斷面布置測點(diǎn)29個，測點(diǎn)為圖5b中虛線的交點(diǎn)位置，共有1、2、3等3層。

圖3 試驗(yàn)管段波紋編號及數(shù)據(jù)采集波紋示意圖

圖4 1個周期波紋測點(diǎn)的間距和編號示意圖（單位：cm）

圖5 測點(diǎn)位置示意圖（單位：cm）

2 結(jié)果及分析

2.1 沖蝕形貌與機(jī)理分析

在0.47 mm工況下，B2波紋的0斷面測點(diǎn)1—6在試驗(yàn)600 h后的沖蝕形貌如圖6a—f所示。由圖6可見，試件表面的形貌以不均勻分布的裂紋和唇片剝落遺留的凹坑為主。通過觀察波紋各斷面發(fā)現(xiàn)，波紋迎水面和波紋頂端鍍層的磨損尤為嚴(yán)重，主要表現(xiàn)為凹坑及少量犁溝，而背水面和波谷表面由于產(chǎn)生了渦流，沙粒反復(fù)碰撞鍍層造成的反復(fù)塑性變形使鍍層表面形成了冷作硬化層，這層材料具有較高的硬度和脆性，當(dāng)沙粒繼續(xù)沖擊時，會發(fā)生變形裂紋及裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象，以致材料發(fā)生了碎裂而剝落[25]。在試驗(yàn)過程中，挾沙水流對波紋管內(nèi)壁面的作用分為與內(nèi)壁面平行的犁削作用和與其他沖擊角接觸的鍛打擠壓作用[26]。由圖6可知，鍍層表面存在沖蝕坑，波紋3和4位置的沖蝕坑相對最多，而且沖蝕坑緊密分布。這是由于這2個位置挾沙水流的流速較大，鍍層受到的沖擊最為劇烈。在沖蝕坑周圍堆積著因沙粒沖擊而變形凸起的鍍層，隨著沙粒的繼續(xù)作用，堆積的鍍層會脫落?？偟膩碚f，鍍層的沖蝕過程與韌性材料的沖蝕機(jī)理一致[25]，說明該表面鍍層的沖蝕機(jī)理是微切削磨損與變形磨損共同作用的結(jié)果。

在0.47 mm工況下，測量A6波紋段表面鍍層的厚度，金相顯微鏡測點(diǎn)值與涂層測厚儀測點(diǎn)值的比較結(jié)果如圖7所示。2種測量方法所得結(jié)果吻合較好，在A6?5測點(diǎn)的差值相對最大，為0.5 μm，誤差為1%。由圖8可知，在1個波紋周期內(nèi)，波峰位置的沖蝕量相對最大，兩側(cè)波谷的沖蝕量逐漸減小。

在0.12、0.24、0.47 mm工況下，不同波紋管段在沖蝕200、400、600 h后的鍍層沖蝕量云圖如圖9—11所示，其中灰色波紋段表示沒有數(shù)據(jù)采集的區(qū)域。在管段B中流速逐漸減小，說明水流流態(tài)基本趨于穩(wěn)定，其中管段A處于水流入口處，由于水流從高處落下，導(dǎo)致水流波動較大，對波紋管鍍層的作用相對劇烈，管段C在出口C6波紋處存在水跌現(xiàn)象，而管段B處于管段A和管段C之間，相對來說不受二者影響。隨著流速的減小，管段B中B1、B2、B4、B5、B6、B7波紋上的沖蝕量逐漸減小，如圖10所示。在波紋管沿水流方向的橫斷面上，中軸線0斷面的沖蝕量相對最大，兩側(cè)的沖蝕量逐漸減小，在邊緣測點(diǎn)位置達(dá)到最小值。由試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在整體波紋管中，沖蝕最嚴(yán)重的區(qū)域出現(xiàn)在水流軸線斷面的波峰位置。

圖6 0.47 mm工況B2波紋掃描電鏡下沖蝕形貌

圖7 金相顯微鏡與涂層測厚儀測點(diǎn)值對比

圖8 在0.47 mm工況下T0斷面A6波紋段試驗(yàn)前后鍍層厚度的對比

圖9 在0.12 mm工況下A管鍍層沖蝕量云圖（單位：μm）

圖10 在0.24 mm工況下B管鍍層沖蝕量云圖（單位：μm）

圖11 在0.47 mm工況下C管鍍層沖蝕量云圖（單位：μm）

2.2 沿水流方向波紋管的沖蝕速率

將各點(diǎn)鍍層的沖蝕量與時間進(jìn)行過原點(diǎn)的線性擬合，得到了一條過原點(diǎn)的直線，該直線的斜率為測點(diǎn)位置鍍層的沖蝕速率，單位為μm/100 h。3種工況下沿水流方向0斷面的沖蝕速率如圖12所示，在沿水流方向的各斷面上沖蝕速率的分布呈現(xiàn)相同的趨勢，隨著流速的減小，沖蝕速率逐漸減小[23]；在同一沿水流方向的斷面上，各個波紋周期的沖蝕速率分布呈現(xiàn)相同的趨勢，波峰位置的沖蝕速率相對最大，波谷位置的沖蝕速率相對最小。以0斷面的A6波紋為例，對沖蝕速率在1個波紋周期內(nèi)的分布情況進(jìn)行了分析。

由圖13可知，在波峰位置存在斷面平均流速最大值（1.21 m/s）；沿著水流方向，沖蝕速率呈現(xiàn)先增后減的趨勢，從波谷?6.25 cm到波峰0 cm位置逐漸增大，在波峰0 cm到波谷6.25 cm位置再減小；在以波峰為對稱軸的測點(diǎn)位置，迎水面的沖蝕速率大于背水面的沖蝕速率。沖蝕速率的最大值和最小值分別位于波峰和波谷位置，在0.12 mm工況、0.24 mm工況和0.47 mm工況下沖蝕速率的最大值分別為最小值的4.8、2.4、4.1倍。其中，在波谷位置的沖蝕速率呈現(xiàn)出與其他位置不同的現(xiàn)象，0.24 mm工況組的沖蝕速率相對最大。

圖12 T0斷面沖蝕速率

圖13 A6波紋平均流速和沖蝕速率

2.3 垂直于水流方向橫斷面的沖蝕速率

經(jīng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，各個波紋橫斷面方向的沖蝕速率都在0 cm處的0位置存在沖蝕速率最大值，由該位置向波紋管壁面兩側(cè)逐漸減小?，F(xiàn)對A6波紋周期垂直于水流方向橫斷面的沖蝕速率進(jìn)行分析，由圖14可知，在不同橫斷面位置上各工況組的沖蝕速率呈現(xiàn)相同的趨勢，都是由0 cm處0位置向兩側(cè)逐漸減??；在斷面2—6上，0.12 mm工況、0.24 mm工況和0.47 mm工況的沖蝕速率依次增大，而斷面1在0.24 mm工況的沖蝕速率相對最大。這是由于沙粒在波谷處受到渦流的作用后會在波谷往復(fù)滾動，與壁面的接觸次數(shù)增加，使得沖蝕速率增大。在斷面4上的沖蝕速率相對最大，0.12 mm工況、0.24 mm工況和0.47 mm工況的最大沖蝕速率是其最小沖蝕速率的13.6、17、19倍。這是由于在橫斷面方向，0 cm處0位置的流速相對最大，沙粒對鍍層的沖蝕作用更加劇烈；在同種條件下，粒徑越大的沙粒所攜帶的能量越大，對壁面的沖蝕作用也越大。

圖14 A6波紋不同橫斷面沖蝕速率

2.4 沙粒粒徑對沖蝕速率的影響

當(dāng)沿程水位發(fā)生了變化時，各測點(diǎn)的過水?dāng)嗝婷娣e不同，斷面測點(diǎn)平均流速的分布曲線如圖15所示。用垂直于水流方向橫斷面的最大沖蝕速率與該流速進(jìn)行擬合，得到擬合公式：y=ax。在0.12 mm工況、0.24 mm工況、0.47 mm工況下的擬合結(jié)果如圖16所示。由擬合結(jié)果可知，3種工況的系數(shù)分別為0.034 7、0.038 6、0.043 4。隨著粒徑的增大，沖蝕速率逐漸增大。

沙粒粒徑是影響波紋管內(nèi)壁鍍層沖蝕速率的一個重要因素[23,27]，從試驗(yàn)結(jié)果來看，當(dāng)沙粒粒徑為0.47 mm時，壁面鍍層受到的沖蝕磨損最嚴(yán)重。波紋斷面測點(diǎn)A3–4、A4–4、A6–4和B1–4沙粒粒徑與沖蝕速率的關(guān)系曲線如圖17所示。圖17中的數(shù)據(jù)均以0為對稱軸取兩側(cè)數(shù)據(jù)的平均值，各測點(diǎn)位置均表現(xiàn)出沖蝕速率與粒徑呈線性關(guān)系，隨著沙粒粒徑的增大，沖蝕速率逐漸增大[28]；對各測點(diǎn)的沖蝕速率進(jìn)行一次函數(shù)擬合，得到各點(diǎn)沖蝕速率的變化規(guī)律，擬合公式：=+，為斜率。在速度相同條件下，粒徑越大的沙粒所攜帶的能量越大，對鍍層的沖擊作用越強(qiáng)，沖蝕速率越大。

圖15 沿水流方向斷面平均流速

圖16 各工況下斷面平均流速與相應(yīng)斷面最大沖蝕速率的擬合

圖17 沙粒粒徑與沖蝕速率的關(guān)系曲線

對所有波峰測點(diǎn)擬合的關(guān)系式的斜率進(jìn)行了分析。由圖18可知，隨著距離出水口的位置越遠(yuǎn)，斜率逐漸減小，最后趨于平穩(wěn)。主要是由于沙粒與水流發(fā)生耦合作用時，距離出水口的位置越遠(yuǎn)，水流的流速越小，兩相交互的能量也逐漸減少，最終斜率趨于平穩(wěn)。

2.5 沙粒沖擊壁面的速度對沖蝕速率的影響

在0.24 mm工況下，A6波紋各橫斷面測點(diǎn)的沖蝕速率與沙粒速度的關(guān)系曲線如圖19所示。由圖19可知，沖蝕速率與沙粒速度的關(guān)系并非線性關(guān)系，在速度較小時，沖蝕速率增長得較慢；當(dāng)速度較大時，沖蝕速率明顯加快。將每個截面的沖蝕速率與沙粒速度進(jìn)行冪函數(shù)擬合，可知沖蝕速率正比于沙粒速度的次方。這是因?yàn)樯沉_擊壁面表現(xiàn)為運(yùn)動沙粒所攜動能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，并且引起了壁面的形變，隨著沙粒速度的增大，同等質(zhì)量沙粒所攜帶的動能增加，單位時間內(nèi)對壁面的沖擊次數(shù)越多[29]。

圖18 擬合斜率k的分布曲線

圖19 在0.24 mm工況下A6波紋斷面沖蝕速率與沙粒速度的關(guān)系曲線

3 結(jié)論

1）受到近壁面沙粒速度及含沙量不均的影響，在沿水流方向的1個波紋周期內(nèi)，波峰的沖蝕速率相對最大。

2）垂直于水流方向橫斷面的最大沖蝕速率與相應(yīng)斷面的斷面平均流速呈冪函數(shù)關(guān)系，最大沖蝕速率隨著斷面平均流速的增大而增大。

3）沖蝕速率與沙粒粒徑呈線性關(guān)系，所擬合線性函數(shù)的斜率隨著沙粒速度的減小而減小。沖蝕速率與沙粒速度呈冪指數(shù)關(guān)系，在波紋不同橫斷面的速度指數(shù)不同，波峰斷面的值相對最大。

[1] JT/T 791—2010, 公路涵洞通道用波紋鋼管[S].

JT/T 791—2010, Corrugated Steel Pipe and Plate for Highway Culvert[S].

[2] 陳昌偉. 波形鋼板結(jié)構(gòu)及其在公路工程中的應(yīng)用[J]. 公路, 2000, 45(7): 48-54.

CHEN Chang-wei. Corrugated Steel Plate Structure and Its Application in Highway Engineering[J]. Highway, 2000, 45(7): 48-54.

[3] HALMEN C, TREJO D, FOLLIARD K. Service Life of Corroding Galvanized Culverts Embedded in Controlled Low-Strength Materials[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2008, 20(5): 366-374.

[4] BEBEN D. Backfill Corrosivity around Corrugated Steel Plate Culverts[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2015, 29(6): 04014159.

[5] 賀春艷. 鋼波紋管涵在公路工程中的應(yīng)用[J]. 工程機(jī)械與維修, 2021(3): 142-143.

HE Chun-yan. Application of Steel Bellows Culvert in Highway Engineering[J]. Construction Machinery & Main-tenance, 2021(3): 142-143.

[6] LIU Yu-chen, HOULT N A, MOORE I D. Structural Per-formance of In-Service Corrugated Steel Culvert under Vehicle Loading[J]. Journal of Bridge Engineering, 2020, 25(3): 04019142.

[7] 姚萌萌, 劉保東, 韓淑霞, 等. 大跨徑覆土管拱形波紋鋼板橋涵加強(qiáng)效果分析[J]. 公路, 2020, 65(2): 96-100.

YAO Meng-meng, LIU Bao-dong, HAN Shu-xia, et al. Strengthening Effect Analysis of the Long-Span Buried Corrugated Steel Pipe-Arch Culverts[J]. Highway, 2020, 65(2): 96-100.

[8] 偶國富, 葉健, 章利特, 等. 一種旋轉(zhuǎn)式液固兩相流沖蝕磨損試驗(yàn)裝置的研制[J]. 中國機(jī)械工程, 2013, 24(13): 1705-1709.

OU Guo-fu, YE Jian, ZHANG Li-te, et al. Development of a Rotary Test Apparatus for Liquid-Solid Two Phase Flow Erosion Wear[J]. China Mechanical Engineering, 2013, 24(13): 1705-1709.

[9] MALKA R, NE?I? S, GULINO D A. Erosion-Corrosion and Synergistic Effects in Disturbed Liquid-Particle Flow [J]. Wear, 2007, 262(7/8): 791-799.

[10] ELEMUREN R, TAMSAKI A, EVITTS R, et al. Erosion- Corrosion of 90° AISI 1018 Steel Elbows in Potash Slurry: Effect of Particle Concentration on Surface Rou-ghness[J]. Wear, 2019, 430-431: 37-49.

[11] 孫軍龍, 劉長霞, 馬勇骉. B4C/TiB2/Al2O3噴嘴沖蝕性能及其沖蝕機(jī)理[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報, 2009, 31(20): 23-26.

SUN Jun-long, LIU Chang-xia, MA Yong-biao. Erosion Properties and Mechanisms of B4C/TiB2/Al2O3Series Nozzles[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2009, 31(20): 23-26.

[12] RUSSELL R, SHIRAZI S, MACRAE J. A New Compu-tational Fluid Dynamics Model to Predict Flow Profiles and Erosion Rates in Downhole Completion Equipment [C]// SPE Annual Technical Conference and Exhibition, 2004: 3723-3749.

[13] MAZUMDER Q H, SHIRAZI S A, MCLAURY B. Ex-perimental Investigation of the Location of Maximum Erosive Wear Damage in Elbows[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2008, 130(1): 37-49.

[14] JANA B D, STACK M M. Modelling Impact Angle Effects on Erosion-Corrosion of Pure Metals: Construction of Materials Performance Maps[J]. Wear, 2005, 259(1): 243-255.

[15] ZAHEDI P, PARSI M, ASGHARPOUR A, et al. Experi-mental Investigation of Sand Particle Erosion in a 90° Elbow in Annular Two-Phase Flows[J]. Wear, 2019, 438- 439: 203048.

[16] 武剛, 李德君, 羅金恒, 等. 16Mn管線鋼的焊縫表面沖蝕機(jī)理研究[J]. 表面技術(shù), 2020, 49(3): 205-212.

WU Gang, LI De-jun, LUO Jin-heng, et al. Erosion Me-ch-anism of Weld Joint of 16Mn Pipeline Steel[J]. Surface Technology, 2020, 49(3): 205-212.

[17] 王彥驊, 吳玉國, 張紹川, 等. π型管的沖刷腐蝕數(shù)值模擬[J]. 表面技術(shù), 2020, 49(12): 259-266.

WANG Yan-hua, WU Yu-guo, ZHANG Shao-chuan, et al. Numerical Simulation of Erosion Prediction in Π-Shaped Tube[J]. Surface Technology, 2020, 49(12): 259-266.

[18] 王國濤, 朱麗云, 劉岑凡, 等. 基于試驗(yàn)和CFD模擬的稠油熱采井口四通管沖蝕規(guī)律分析[J]. 表面技術(shù), 2021, 50(8): 247-256.

WANG Guo-tao, ZHU Li-yun, LIU Cen-fan, et al. Analy-sis of Erosion Law of Four-Way Pipe in Heavy Oil Ther-mal Production Wellhead Based on Experiment and CFD Simulation[J]. Surface Technology, 2021, 50(8): 247-256.

[19] AGRAWAL M, KHANNA S, KOPLIKU A, et al. Predic-tion of Sand Erosion in CFD with Dynamically Defor-ming Pipe Geometry and Implementing Proper Treatment of Turbulence Dispersion in Particle Tracking[J]. Wear, 2019, 426/427: 596-604.

[20] ADEDEJI O E, DUARTE C A R. Prediction of Thickness Loss in a Standard 90Elbow Using Erosion-Coupled Dynamic Mesh[J]. Wear, 2020, 460/461: 203400.

[21] UZI A, BEN AMI Y, LEVY A. Erosion Prediction of Industrial Conveying Pipelines[J]. Powder Technology, 2017, 309: 49-60.

[22] WANG Hua-kun, YU Yang, YU Jian-xing, et al. Develop-ment of Erosion Equation and Numerical Simulation Methods with the Consideration of Applied Stress[J]. Tri-bo-logy International, 2019, 137: 387-404.

[23] 喬小溪, 單斌, 陳平. 固–液兩相流黑水管道沖蝕磨損的數(shù)值模擬研究[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報, 2020, 40(6): 726-734.

QIAO Xiao-xi, SHAN Bin, CHEN Ping. Simulation Study on the Erosive Wear of the Black Water Pipeline with Solid-Liquid Flow[J]. Tribology, 2020, 40(6): 726-734.

[24] 高路. 山地城市排水管材選用及其設(shè)計參數(shù)選擇研究[D]. 重慶: 重慶交通大學(xué), 2017: 23-44.

GAO Lu. Study on Selection of Drainage Pipes and Selection of Design Parameters in Mountainous Cities[D]. Chongqing: Chongqing Jiaotong University, 2017: 23-44.

[25] 張永清, 陳登崖, 顧佩芝. 韌性材料沖蝕磨損的機(jī)理研究[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報, 1989, 23(3): 99-106.

ZHANG Yong-qing, CHEN D Y, GU Pei-zhi. Study on Mechanism of Tough Erosion Wear of Materials[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 1989, 23(3): 99-106.

[26] 黃偉九, 劉成龍, 李志均, 等. 沖蝕速度及沙粒粒徑對鋁青銅沖蝕磨損的影響[J]. 功能材料, 2016, 47(10): 10193-10197.

HUANG Wei-jiu, LIU Cheng-long, LI Zhi-jun, et al. Effect Offlow Velocity and Particle Size on the Erosion of QAl9-4 Aluminum Bronze[J]. Journal of Functional Materials, 2016, 47(10): 10193-10197.

[27] 龐佑霞, 陸由南, 尹喜云. 含沙量和沙粒粒徑對QT500材料沖蝕磨損特性的影響[J]. 機(jī)械工程材料, 2006, 30(4): 51-53.

PANG You-xia, LU You-nan, YIN Xi-yun. The Influence of Sediment Concentration and Particle Size on the Erosion Wearing Characteristics of QT500[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2006, 30(4): 51-53.

[28] OKA Y I, YOSHIDA T. Practical Estimation of Erosion Damage Caused by Solid Particle Impact[J]. Wear, 2005, 259(1-6): 102-109.

[29] 王光存, 李劍峰, 賈秀杰, 等. 金屬材料FV520B沖蝕模型的建立與驗(yàn)證[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2015, 36(5): 714-719.

WANG Guang-cun, LI Jian-feng, JIA Xiu-jie, et al. Establishment and Verification of an Erosion Model for Metal Materials FV520B[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2015, 36(5): 714-719.

Erosion Performance of Coating on Inner Surface of Corrugated Metal Pipe

1,1,2,1,2

(1. Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2. Offshore Oil Engineering Co., Ltd., Tianjin 300451, China)

Corrugated metal pipe is a corrugated pipe with steel as the base and galvanized, aluminum and other materials on the surface. Because it has the characteristics of light weight and strong resistance to foundation deformation, it is widely used in drainage systems such as bridges and culverts. The recent failure cases of corrugated metal pipe at home and abroad show that the erosion damage of the inner wall coating under the condition of gentle slope will also seriously affect the service life of the pipe. This work aims to study the erosion problem of sediment laden flow on the inner surface coating of corrugated metal pipe under the condition of open channel through the physical model test, so as to clarify the erosion mechanism and characteristics.

In this paper, the self-built circulating test tank platform was used to carry out the erosion test of sediment laden flow in corrugated metal pipe. The bellows was designed as three parts of pipe section A, B, and C. According to the change of flow velocity, the corrugated cross section and measuring point of each pipe section were selected. When the erosion time reached 200 h, 400 h and 600 h under the working conditions of 0.12 mm, 0.24 mm and 0.47 mm, the erosion amount of the inner surface coating at different positions under different working conditions was obtained. Scanning electron microscope was used to observe the erosion morphology of the B2 section under the 0.47 mm working condition, and it was found that the erosion pits at the wave crest and the upstream surface were closely distributed, and the erosion of the coating was the most serious. Due to the influence of the velocity of sand particles near the wall and the uneven sand content, in a ripple period along the direction of the water flow, the erosion amount at the wave crest was the largest. On the upstream and downstream surfaces with the wave crest as the symmetry axis, the erosion rate of the upstream surface was greater than that of the downstream surface at the corresponding position. On the cross-section perpendicular to the direction of water flow, the amount of erosion at the central axis was the largest, and gradually decreases toward both sides. Under the same conditions, the erosion rate was the largest when the sand particle size was 0.47 mm, and the maximum erosion rate at0section reached 6.31 μm/100 h.

The test results show that the erosion mechanism of the coating on the surface of the pipe is the result of the joint action of micro-cutting wear and deformation wear, and the coating on the inner surface of the pipe is thinned until it disappears due to particle erosion, which leads to the acceleration of the failure rate of the pipe. The erosion rate at the wave crest position is the largest. With the crest as the axis of symmetry, the erosion rate on the upstream surface is greater than the erosion rate on the back surface of the corresponding position. There is a linear relationship between erosion rate and sand particle size, which increases with the increase of sand particle size. The wall erosion rate has a power exponential relationship with the sand velocity near the wall. The velocity index is different in different cross sections, and the maximum value of velocity index appears in the crest section.

corrugated metal pipe; erosion wear; sediment-laden flow; open channel flow condition; regression fitting; erosion experiment

TV48；TU503

A

1001-3660(2022)11-0205-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.11.018

2021–11–18；

2022–02–16

2021-11-18;

2022-02-16

科技部重點(diǎn)研發(fā)計劃（2018YFC0.10500）

Research and Development Program of the Ministry of Science and Technology of China (2018YFC0.10500)

陳智華（1996—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)樗こ獭?/p>

CHEN Zhi-hua (1996-), Male, Postgraduate, Research focus: hydraulic engineering.

劉延波（1980—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)楣艿罌_蝕和水工材料。

LIU Yan-bo (1980-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: pipe erosion and hydraulic material.

陳智華, 仝玉棟, 張傳杰, 等.金屬波紋管內(nèi)表面鍍層沖蝕性能[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(11): 205-214.

CHEN Zhi-hua, TONG Yu-dong, ZHANG Chuan-jie, et al. Erosion Performance of Coating on Inner Surface of Corrugated Metal Pipe[J]. Surface Technology, 2022, 51(11): 205-214.

責(zé)任編輯：彭颋