A335P11鋼在流動加速腐蝕條件下的管壁減薄行為

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(1. 上海交通大學 核科學與工程學院,上海 200240； 2. 國核電力規劃設計研究院,北京 100094)

流動加速腐蝕(FAC)是造成核電廠二回路管線失效的主要因素。FAC通過流體與金屬表面發生腐蝕而引起管壁減薄，當管壁減薄到一定程度時，會突然發生爆裂，管道中的介質會噴放，從而對外界環境造成嚴重破壞。1986年美國Surry核電二號機組以及2004年美濱核電廠的核電事故都是由FAC造成的[1]。國際上針對FAC的成因及其發展以及如何在事故發生之前發現并對其進行有效控制開展了大量研究。美國電力研究所(EPRI)在1986年美國Surry核電廠事故后，根據FAC的研究成果開發了分析和預測二回路系統腐蝕的程序CHECWORKS[2]。很多科學家也對FAC問題進行了研究，產生了很多預測模型，包括Berge模型、Chexal-Horowitz模型等[3]。韓國在FAC方面已進行了許多卓有成效的研究工作，他們搭建了單相FAC研究試驗回路，并采用超聲波厚度測量儀器對材料厚度進行了測量[4]。在國內，已有研究報道了有關片狀碳鋼管道材料在高流速飽和蒸汽環境中的FAC腐蝕行為[5]。

本工作針對核電廠二回路常用管道材料A335P11鋼進行了試驗。A335P11鋼是一種含鉻鋼材，是核電廠常規島二回路主給水管段、凝結水管段常用的管道材料。 有研究表明,合金中含有鉻元素將有利于抑制FAC[6]。本工作模擬核電廠常規島二回路工況，研究高溫高壓單相流體對管道材料沖蝕和腐蝕的影響，采用高精度的測厚技術研究了A335P11管材在FAC條件下的腐蝕減薄規律，以期為常規島二回路主要管道材料的選擇和結構設計提供依據。

1 試驗

1.1 FAC回路設計及試樣

測試管段為A335P11管材，宏觀形貌見圖1,包括彎管段、變徑段和三通段，三者均采用一體成型回路內的流體在離心循環泵的推動下依次經過彎管、變徑管、三通管三個試驗段回到儲液罐形成閉合環路。儲液罐內的加熱器使得流體的溫度維持在150 ℃，穩壓器使得回路的壓力維持在3.0 MPa。試驗開始之前，FAC回路處于常壓；向化學調節水箱中加入去離子水以及聯胺；然后通過化學調節水箱旁的水泵將水箱中的混合溶液注入FAC回路中。經過除氧環節之后，用溶氧儀測量除氧后介質中的氧含量，確定介質總氧含量達標后進行試驗。此后每隔300 h停止試驗，采用高精度的測厚技術測量試驗管段的厚度，同時從回路中取得試驗溶液進行氧含量、pH及離子含量檢測。在試驗過程中實時監控回路中介質的含氧量、pH以及離子含量，使得試驗回路始終處于正常工況下。

(a) 彎管 (b) 變徑管 (c) 三通管圖1 試驗管段的宏觀形貌Fig. 1 Macro-morphology of the test pipe: (a) elbow pipe; (b) adjustable pipe; (c) T-shaped pipe

的方式加工而成。這三種管道內部產生的湍流更加強烈，對流動加速腐蝕的影響也較大，因此設計的試驗回路主要包括這三種管段，見圖2。

圖2 FAC試驗裝置簡圖Fig. 2 Schematic diagram of the FAC test device

1.2 試驗工況參數

試驗工況參數對腐蝕過程有重要的影響。本工作關注的重點是液相水的FAC問題，即凝結水管道和主給水管道的FAC問題。凝結水管道的壓力為常壓～2.75 MPa，溫度為27～156 ℃，流速為1.7～3.4 m/s;主給水管道壓力為3～9 MPa，溫度為180～230 ℃，流速5～8 m/s。有資料表明，材料在150 ℃時會發生嚴重的FAC[7]，因此設計試驗溫度為150 ℃，流速3.0 m/s，壓力為3 MPa，介質pH為9.5，試驗時間為1 200 h。

回路工況參數的測量點分布見圖3。本工作關注的回路工況參數如下：2個溫度監測點，見圖3中的3號表，分別用于測量貯水箱加熱水的溫度和彎管試驗段后部的水溫； 4個壓力監測點，見圖3中的2號表，分別用于測量主泵進出口壓力、主回路的壓力和三通的一個支路的壓力；2個流量測點，見圖3中的1號表，分別用于測量主管路的流量和三通支路的流量； 1個液位測點(穩壓水罐)，見圖3中的4號翻柱式液位計，用于對整個管路水位進行監視。

圖3 回路工況參數測點分布圖Fig. 3 Distribution of measuring points

2 結果與討論

2.1 直管、彎管段的FAC測量結果

彎管段選擇了如圖4所示三個測量點進行測量，分別是W1、W2和W3，其中W1位于彎管內弧面，W2和W3位于外弧面。

圖4 彎管測試段測點位置示意圖Fig.4 Measuring points of elbow

由圖5(a)可見： FAC導致彎管測量點W1的厚度發生嚴重減薄。減薄過程用線性模擬，其厚度減薄速率為8.10×10-6mm/h(0.071 mm/a)。經分析，測量點W1靠近彎管的出口位置。根據流體流場分析[7-8],此處存在較大的湍流，受到的沖刷較為嚴重，因此發生FAC的傾向較大。

測量點W2位于彎管的外弧面上，根據流體流場分析，這里存在較嚴重的流體沖刷腐蝕。由圖5(b)可見：此處厚度減薄速率為6.91×10-6mm/h(0.061 mm/a)。

測量點W3也位于彎管的外弧面上，但彎曲弧度較小，形狀接近直管段，根據流體流場分析，此外管道也存在一定的流體沖刷減薄。由圖5(c)可見：此處厚度減薄速率為4.32×10-6mm/h(0.038 mm/a)。

上述測量結果表明：彎管內弧面較外弧面的腐蝕減薄更加嚴重，這主要是由于內弧面存在較大的液體湍流，湍流加速了鐵離子的溶解，導致FAC更為嚴重，管壁厚度減薄明顯。

(a) W1(b) W2(c) W3圖5 彎管段在測厚點的厚度測量結果Fig. 5 The thickness measurement results of the elbow section at thickness measuring points

2.2 變徑段的FAC測量結果

圖6為變徑測試段的測量點位置示意圖，包括由小管到大管的擴大變徑管段的測點B1和B2，和由大管到小管的縮小變徑管測點B3和B4，其厚度隨時間的變化趨勢見圖7。

圖6 變徑測試段測點位置示意圖Fig. 6 Measuring points of reducer

B1點位于變徑段的入口側，此處流場穩定，可以認為此處是與直管段類似的環境。由圖7(a)可見：管壁厚度變化較小，減薄結果用線性模擬，其厚度減薄速率為2.38×10-6mm/h(0.021 mm/a)。

B2點位于由小到大的變徑進入部位，從流場分析看，此處存在一定的湍流現象，但由于管徑變化并不劇烈，過渡段的長度也較長，因此湍流引起的FAC現象不明顯。由圖7(b)可見：B2點厚度減薄速率為3.72×10-6mm/h(0.033 mm/a)。

B3點位于變徑后的大管上，可以認為是直管測點。由圖7(c)可見：B3點厚度減薄速率為4.04×10-6mm/h(0.035 mm/a) 。

B4點位于變徑段的出口斜面上。由圖7(d)可見：B4點的厚度減薄是變徑段中最大的，其厚度減薄速率為6.26×10-6mm/h(0.055 mm/a)，這是由于該點位于斜面上，受到較大的沖刷腐蝕。

2.3 三通段的FAC測量結果

三通測試段存在較大的流場變化，三段管道中流速的變化也較大，影響其流動加速腐蝕的因素比較復雜，因此本試驗僅將其列為參考測量點，在三通的輔出水口設置了一個測量點S1(見圖8)，其測量結果見圖9。

由圖9可見：三通段S1點的厚度減薄速率為7.69×10-6mm/h(0.067 mm/a)，腐蝕速率較快，這表明此處受到的沖刷腐蝕較強。這是因為S1處由于管路分叉，存在較大的湍流，引起了明顯的FAC。

(a) B1 (b) B2

(c) B3 (d) B4圖7 變徑段在測厚點的厚度測量結果Fig. 7 The thickness measurement results of the variable diameter section at thickness measurement points

圖8 三通測試段測點位置示意圖Fig. 8 Measuring point of T-shaped pipe

圖9 三通測試點S1的厚度測量結果Fig. 9 The thickness measurement results of the T-shaped pipe at point S1

3 結論

(1) A335P11鋼近的彎管段由于存在湍流，相比直管段，FAC現象明顯。彎管測量點的實測結果表明，彎管內弧面較外弧面的腐蝕減薄更嚴重，這主要是由于內弧面存在較大的液體湍流，湍流加速了鐵離子的溶解，導致FAC更嚴重，管壁厚度減少明顯。

(2) 對于變徑管，擴大變徑管段入口處的流場較穩定，此處的腐蝕速率接近直管段的；而漸縮管段出口處受到的沖刷腐蝕是整個管段中最強的，這與該點位于斜面上受到較大的沖刷腐蝕有關。

(3) 三通管的輔出水口處的管壁減薄速率較大，表明該處所受到的FAC較強。

(4) 發生FAC最嚴重的部位是彎管內弧面(最大減薄速率0.071 mm/a)、縮小變徑管段出口處(最大減薄速率0.055 mm/a)以及三通測試段的輔出水口處(最大減薄速率0.067 mm/a)。變徑管段的整體減薄速率是最小的，而彎管段與三通段的減薄速率相對較大。