流体机械

项目	Re
⌀₁	5.03×10³	1.01×10⁴	1.51×10⁴	2.01×10⁴	2.52×10⁴
⌀₂	6.71×10³	1.34×10⁴	2.01×10⁴	2.68×10⁴	3.36×10⁴
⌀₃	1.11×10⁴	2.21×10⁴	3.32×10⁴	4.43×10⁴	5.54×10⁴

项目	Re
⌀₁	5.03×10³	1.01×10⁴	1.51×10⁴	2.01×10⁴	2.52×10⁴
⌀₂	6.71×10³	1.34×10⁴	2.01×10⁴	2.68×10⁴	3.36×10⁴
⌀₃	1.11×10⁴	2.21×10⁴	3.32×10⁴	4.43×10⁴	5.54×10⁴

水平	流速/（m·s^-1）	颗粒直径/mm	颗粒浓度/%	管径
1	1	1	0.01	⌀₁=19 mm×2 mm
2	3	3	0.02	⌀₂=25 mm×2.5 mm
3	5	5	0.03	⌀₃=38 mm×2.5 mm

水平	流速/（m·s^-1）	颗粒直径/mm	颗粒浓度/%	管径
1	1	1	0.01	⌀₁=19 mm×2 mm
2	3	3	0.02	⌀₂=25 mm×2.5 mm
3	5	5	0.03	⌀₃=38 mm×2.5 mm

编号	因子1	因子2	因子3	因子4	冲蚀率/（kg·m^-2∙s^-1)
1	1	1	1	1	1.3×10^-10
2	1	2	3	2	5.8×10^-10
3	1	3	2	3	1.3×10^-9
4	2	1	3	3	1.3×10^-8
5	2	2	2	1	2.6×10^-8
6	2	3	1	2	1.8×10^-8
7	3	1	2	2	6.7×10^-8
8	3	2	1	3	7.0×10^-8
9	3	3	3	1	3.3×10^-7
R	1.5×10^-7	8.9×10^-8	8.5×10^-8	8.8×10^-8	—

编号	因子1	因子2	因子3	因子4	冲蚀率/（kg·m^-2∙s^-1)
1	1	1	1	1	1.3×10^-10
2	1	2	3	2	5.8×10^-10
3	1	3	2	3	1.3×10^-9
4	2	1	3	3	1.3×10^-8
5	2	2	2	1	2.6×10^-8
6	2	3	1	2	1.8×10^-8
7	3	1	2	2	6.7×10^-8
8	3	2	1	3	7.0×10^-8
9	3	3	3	1	3.3×10^-7
R	1.5×10^-7	8.9×10^-8	8.5×10^-8	8.8×10^-8	—

含颗粒冷却水对U型换热管壁冲蚀特性模拟研究

苏禹泽 ¹ , 齐冰杰 ¹ , 孙靖卓 ¹ , 雷开心 ¹ , 杨涛 ¹ , 刘培启 ¹^,²

流体机械 | 设计计算 2025,53(11): 90-98

收起

流体机械 |设计计算 2025 , 53 (11) : 90 -98

含颗粒冷却水对U型换热管壁冲蚀特性模拟研究

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苏禹泽¹, 齐冰杰¹, 孙靖卓¹, 雷开心¹, 杨涛¹, 刘培启¹^,²

作者信息

¹新疆大学化工学院，乌鲁木齐 830017

²大连理工大学化工学院，大连 116024

通讯作者:

杨涛（1985），男，讲师，主要从事工程流体动力学相关研究工作，通信地址：830017新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市水磨沟区华瑞街777号新疆大学博达校区化工学院，E-mail：xju_yt@163.com。

作者简介:

苏禹泽（2002），男，主要从事流体机械相关研究，通信地址：830017新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市水磨沟区华瑞街777号新疆大学博达校区化工学院，E-mail：cd_syz@163.com。

Simulation study on erosion characteristics of U‑shaped heat exchange tube walls by particle‑containing cooling water

Yuze SU¹, Bingjie QI¹, Jingzhuo SUN¹, Kaixin LEI¹, Tao YANG¹, Peiqi LIU¹^,²

Affiliations

¹School of Chemical Engineering，Xinjiang University，Urumqi 830017，China

²School of Chemical Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China

出版时间: 2025-11-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.012

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摘要

收起

针对含颗粒冷却水对U型换热管的冲蚀磨损问题，基于ANSYS Fluent建立了固液两相流冲蚀模型，通过正交试验与单因素分析法，系统研究了入口流速、颗粒直径、颗粒浓度和管径对管壁冲蚀特性的影响规律。结果表明，入口流速影响最为显著，最大冲蚀速率随流速呈二次函数增长，当流速由1 m/s增至5 m/s时，最大冲蚀位置从θ_u=30°向θ_u=180°附近迁移，5 m/s时寿命仅3.08年；颗粒直径从0.1 mm增至0.5 mm时，冲蚀率提升321%，寿命降至17.18年；颗粒浓度从0.01%升至0.03%时，冲蚀率上升246%；增大管径可分散冲蚀区域，降低冲蚀率，延长换热器寿命；通过控制流速与优化管径可显著延长U型换热管的使用寿命。研究为换热器优化设计提供了参考。

关键词

换热管 / 冲蚀磨损 / 数值模拟 / U型弯管

Abstract

收起

To address the erosion wear problem of U‑shaped heat exchange tubes by particle‑containing cooling water，a solid‑liquid two‑phase flow erosion model was established based on ANSYS Fluent.Through orthogonal experiments and single‑factor analysis，the effects of inlet velocity，particle diameter，particle concentration，and tube diameter on tube wall erosion characteristics were systematically studied.The results show that inlet velocity has the most significant influence，with the maximum erosion rate increasing quadratically with velocity.When velocity increases from 1 m/s to 5 m/s，the maximum erosion position migrates from θ_u=30° to near θ_u=180°，with a service life of only 3.08 years at 5 m/s；when particle diameter increases from 0.1 mm to 0.5 mm，the erosion rate increases by 321%，and service life decreases to 17.18 years；when particle concentration increases from 0.01% to 0.03%，the erosion rate rises by 246%；increasing tube diameter can disperse the erosion area，reduce erosion rate，and extend heat exchanger life；by controlling velocity and optimizing tube diameter，the service life of U‑shaped heat exchange tubes can be significantly extended.The research provides references for optimal design of heat exchangers.

Key words

heat exchange tube / erosion wear / numerical simulation / U‑bend tube

引用本文

苏禹泽, 齐冰杰, 孙靖卓, 雷开心, 杨涛, 刘培启. 含颗粒冷却水对U型换热管壁冲蚀特性模拟研究. 流体机械, 2025 , 53 (11) : 90 -98 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.012

Yuze SU, Bingjie QI, Jingzhuo SUN, Kaixin LEI, Tao YANG, Peiqi LIU. Simulation study on erosion characteristics of U‑shaped heat exchange tube walls by particle‑containing cooling water[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (11) : 90 -98 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.012

正文

收起

0　引言

收起

换热器作为能源、化工、冶金等工业过程的核心设备，其运行性能直接影响整个工艺系统的能效与安全^［1］。在实际运行过程中，冷却介质中携带的固体颗粒（如泥沙、锈蚀产物等）会对换热管壁造成持续的冲蚀磨损，这种磨损已成为导致换热器性能衰退和设备失效的主要原因之一^［2］。

冲蚀磨损是一个复杂的多物理场耦合过程^［3］。当含颗粒流体流经换热管时，固体颗粒在流体携带下以一定的速度和角度冲击管壁表面，通过微观切削、塑性变形、疲劳破坏等机制导致材料流失^［4］。这一过程受多种因素影响，包括流体流速、颗粒特性、管道几何参数及材料性能等^［5］，各因素之间还存在显著的交互作用。由于这种复杂性，冲蚀磨损的准确预测和有效防护一直是工程实践中的难点。

在研究方法方面，早期的冲蚀研究主要依靠试验手段。这些方法虽然能够直接观测冲蚀行为，但存在成本高、周期长、难以实现全工况覆盖等局限性。随着计算流体力学（CFD）技术的发展，数值模拟已成为研究冲蚀问题的重要工具^［6］。董长银等^［7］通过系统的试验研究，揭示了滤网冲蚀过程中的多阶段特征；LAÍN等^［8］采用欧拉-拉格朗日方法对弯管区域的冲蚀分布进行了准确预测；华剑等^［9］通过优化几何参数，显著改善了变径管的抗冲蚀性能。这些研究为深入理解冲蚀机理提供了重要基础。

然而，通过对现有文献的梳理发现，目前，针对U型换热管冲蚀特性的研究仍存在明显不足：一方面，多数研究聚焦于单一因素的影响，缺乏对多参数耦合作用的系统性分析^［10］；另一方面，对U型管这一特殊结构在固液两相流作用下的冲蚀机理研究不够深入，特别是在颗粒运动轨迹、局部流速分布与冲蚀位置关联性方面的认识仍有欠缺。

本文采用数值模拟方法，系统地研究含颗粒冷却水对U型换热管的冲蚀行为。通过建立固液两相流冲蚀模型，重点分析流速、颗粒直径、颗粒浓度及管径等关键参数对冲蚀速率及磨损分布的影响规律，揭示U型管冲蚀损伤的形成机制，以期为换热器的结构优化设计与安全运行提供理论依据和工程指导。

1　模型及基本理论

收起

1.1　物理模型

换热设备为U型管式换热器，冲蚀磨损主要发生U型弯管区域，使用Workbench软件建立几何模型，采用了3种常见的化工换热设备内置管径，除管径相同外，弯管曲率半径和直管管长均相等。U型管管径分别为⌀₁=19 mm×2 mm，⌀₂=25 mm×2.5 mm，⌀₃=38 mm×2.5 mm，U型管弯管段的曲率半径R为120 mm，U型管两侧直管段长度L为360 mm^［11］，U型管几何模型如图1所示。

按照上述尺寸建立模型后，采用Fluent Meshing对模型进行网格划分，经过网格质量评估，网格质量大于0.7，质量较高，满足模拟要求，计算域网格及其质量评估如图2所示。

1.2　基本方法

1.2.1　控制方程

弯管内固液两相流流动状态应遵循基本的物理守恒规律，可依次建立连续性方程和动量守恒方程^［12］，采用不可压缩黏性流体假设。

1.2.2　湍流模型

作为固液两相流数值模拟核心的组成部分是湍流模型，主要用来阐明管道内连续相（液相）的流动特点。若Re的数值低于临界值，流体表现为层流状态；当Re突破临界值的时候，就转变为湍流情形。Re计算公式如下所示：

R e = ρ l U L μ

（1）

式中，

ρ l

为流体的密度，kg/m³；U为流体的流动速度，m/s；L为特征尺寸，m；μ为流体的动力黏度，Pa∙s。

根据圆管中雷诺数Re的划分标准，当Re低于2 300时，流动为层流，而Re超过4 000时，流动已充分发展为湍流。由表1可知，所有工况下的雷诺数均高于4 000，据此判定管道内流体流动属于湍流范畴^［13］。

综合考虑弯管固液两相流的模拟需求、计算精度与效率，选用Realizable k-ε湍流模型。该模型在标准k-ε模型基础上引入满足数学约束的新型湍流黏度公式，显著提升了对湍流应力-应变关系的描述精度^［14］。与标准k-ε及RNG k-ε模型不同，Realizable k-ε模型中的C_μ为变量而非常数，其具体表达式如下所示：

C μ = 1 A 0 + A S k U * / ε

（2）

式中，A₀为常数，A₀=4.04；A_s和

U *

为计算值，计算方法参考张南等^［14］的研究。

Realizable k-ε模型的湍流动能的输运方程与湍流耗散率的输运方程分别如下：

∂ ∂ t (ρ m k) + ∇ ⋅ (ρ m u m ⃑ k) = ∇ ⋅ [(μ + μ t, m σ k) ∇ k] + G k, m - ρ m ε

（3）

∂ ∂ t (ρ m k) + ∇ ⋅ (ρ m u m ⃑ ε) = ρ m C 1 S ε - ρ m C 2 ε 2 k + ν ε + ∇ ⋅ [(μ m + μ t, m σ ε) ∇ ε]

（4）

其中：

C 1 = m a x 0.43, η η + 5

（5）

η = S ⋅ k ε

（6）

式中，ρ_m为流体密度，kg/m³；μ为动力黏度，m²/s；μ_t_，_m为湍流动力黏度，Pa∙s；G_k_，_m为平均速度梯度产生的湍流动能生成项，kg/（m⋅s³）；k为湍流动能，m²/s²；ε为湍流耗散率，m²/s³；σ_k，σ_ε分别为湍动能k与耗散率ε的湍流普朗特数，σ_k=1.0，σ_ε=1.2；C₂为常数，C₂=1.9；S为剪切率，s^-1。

1.2.3　固液两相流模型

在固液两相流研究中，欧拉-欧拉方法将两相均视为连续介质，适用于高混合流动（如流化床），典型模型包括Eulerian，VOF和Mixture模型。欧拉-拉格朗日方法则将液相作为连续相，固相颗粒作为离散相追踪，适用于稀疏颗粒流动（如DPM模型）^［15-16］。在研究弯管固液两相流时，因颗粒相体积分数低且需分析颗粒的运动轨迹，故采用DPM模型以精确模拟颗粒动力学行为。

1.2.4　冲蚀模型

冲蚀磨损是固体颗粒冲击材料表面造成的损伤，研究U型管换热器冲蚀问题的过程中，重点关注颗粒速度、质量流量和颗粒直径的影响。在模拟含颗粒冷却水对管道的冲蚀时，若忽略温度影响，选用General冲蚀模型。该模型通过颗粒直径函数C（d_p）和冲击角函数f（α），综合考虑颗粒特性和流动参数对冲蚀率的影响，表达式如下：

R E r o s i o n = ∑ P = 1 N S m ˙ s C (d s) f (α) u s b (u) A f a c e

（7）

C (d p) = K F S H B n

（8）

式中，

m ˙ s

为颗粒质量流量；C（d_s）为颗粒直径的函数；α为颗粒路径与壁面的冲击角；f（α）为冲击角的函数；b（u）为颗粒运动速度方程；A_face为冲击面的面积；K为经验常数；F_S为颗粒形状系数；HB为目标材料的布氏硬度。

1.3　条件及参数

1.3.1　边界条件

建立的U型管道数值模型中，液态水为连续相，密度为1 400 kg/m³的沙粒为离散相。入口湍流强度设为5%，圆形管道的水力直径取实际直径。在相间耦合设置中启用了连续相与离散相的相互作用，管道内壁粗糙度设为0.5 mm。离散相边界条件设置为：入口和出口为“escape”，壁面为“reflect”^［17］。重力加速度取9.81 m/s²，采用随机轨道模型模拟颗粒运动。为提高计算精度，空间离散采用二阶迎风格式，压力-速度耦合使用SIMPLE算法求解，确保计算收敛性和稳定性。

1.3.2　壁面条件反弹函数

颗粒运动轨迹显著影响管道流场和冲蚀特性。颗粒撞击壁面时会发生反弹，这一过程可用弹性恢复系数理论进行描述。碰撞时伴随动量和能量耗散，影响流场及冲蚀分布^［18］。在DPM模型中，弹性恢复系数由切向和法向分量组成，用于量化碰撞过程的能量传递与损耗，其表达式如下：

ε T = 0.998 - 0.029 α + 6.43 × 10 - 4 α 2 - 3.56 × 10 - 6 α 3

（9）

ε N = 0.993 - 0.0307 α + 4.75 × 10 - 4 α 2 - 2.61 × 10 - 6 α 3

（10）

式中，

ε T

为切向弹性恢复系数；

ε N

为法向弹性恢复系数；α为液滴与壁面碰撞前，速度与壁面切向形成夹角的弧度，rad。

1.4　模型验证

1.4.1　网格无关性验证

网格数量影响数值模拟的精度和效率。为平衡计算精度与资源消耗，进行了网格无关性验证。模型为U型管，设置流速3 m/s，颗粒直径0.3 mm，质量分数0.02%。采用结构化网格划分，对比不同网格数量下的最大冲蚀速率和进出口压力差，如图3所示。结果表明，3种管径分别在网格数达到1 000 100，1 783 394和4 797 792后，冲蚀速率和进出口压力差变化趋于稳定。因此，最终选用上述网格数量进行计算。

1.4.2　模型准确性验证

通过与ZHENG等^［19］的已有研究进行对比，以验证所建冲蚀模型的准确性。基于其报告的U型管结构参数与固液两相流工况，进行了数值复现。模拟结果表明，本模型成功预测了冲蚀主要发生于弯管外拱侧45°附近区域的现象，如图4（b）所示，该结果与文献［19］的模拟结果〔见图4（a）〕在空间分布上高度一致。通过对比，证实了所采用模型及方法的可靠性。

1.5　冲蚀磨损及寿命预测

为了量化管内蒸汽相变形成的液滴在流动过程中对管道的冲蚀磨损程度，并求出管道出现泄漏的时间，选用下列方程进行计算：

R e r ρ w = R e r'

（11）

T = d R e r'

（12）

式中，

ρ w

为管道壁面的密度，kg/m³；

R' e r

为单位密度下的冲蚀磨损速率，m/s；T为冲蚀时长，s；d为壁厚，m。

2　结果与讨论

收起

采用四因素三水平正交试验设计〔见正交表L₉（3⁴）〕，探究流速（因子1）、颗粒直径（因子2）、颗粒浓度（因子3）及管径（因子4）对冲蚀率的影响规律。试验设计如表2所示，共9组试验，冲蚀率范围为1.336×10^-10~3.275×10^-7  kg/（m²·s）。

通过极差分析评估各因素的敏感性，极差（R）排序：流速（R=1.540×10^-7）>颗粒直径（R=8.877×10^-8）>管径（R=8.842×10^-8）>颗粒浓度（R=8.461×10^-8）。表明流速对冲蚀率影响最为显著，其次为颗粒直径、管径和颗粒浓度，正交试验结果如表3所示。可以看出，流速是控制冲蚀率的核心参数，管径优化可有效缓解局部磨损。

2.1　入口初速度对压力场影响

为分析入口流速对压力场的影响，以管径⌀₂=25 mm×2.5 mm、曲率半径0.12 m的U型弯管为对象，模拟了颗粒浓度0.03%、粒径0.3 mm的固液两相流动。介质从下方水平入口流入，经弯管后从上端水平出口流出，重力加速度为9.81 m/s²，以此研究不同入口流速下的压力场分布特性。

图5和图6中标注的压力数据采用相对压力表示，U型管下部直管为入口。由图5可见，入口初速度由1 m/s增加到5 m/s，直管段压力变化较缓，弯管段（0°~180°）压力下降明显。入口流速与管内压差关系如图6所示，二者呈二次函数关系，该现象源于流体黏性产生的摩擦阻力变大，引起沿程的能量损耗上升^［20］。

2.2　单因素对冲蚀的影响

2.2.1　入口流速对U型换热管壁的冲蚀情况影响

固定颗粒浓度（0.02%）与直径（0.3 mm），系统考察入口流速（1，2，3，4，5 m/s）对⌀₂=25 mm×2.5 mm管道冲蚀特性（包括磨损区域与最大冲蚀速率）的影响。由图7可知，不同流速下U型管的冲蚀磨损均集中于弯管段侧面及外拱侧，而入口与出口直管段因颗粒未与壁面发生有效撞击，故未见明显冲蚀痕迹。随着流速增大，最大冲蚀位置呈现向后迁移的趋势：当流速为1 m/s时，位于θ_u≈30°区域；流速增至2 m/s时，移至θ_u≈120°区域；此后进一步向弯管末端（θ_u≈180°）趋近。该迁移现象可归因于低流速下颗粒运动受重力影响显著，致使撞击位置提前。

研究显示，入口流速是控制冲蚀率与管道寿命的关键参数。随着流速增大，最大冲蚀率显著上升，而管道预测寿命则相应缩短，如图8所示。当流速低于3 m/s时，冲蚀破坏轻微；超过此值后，寿命急剧下降至15年以下，其中，5 m/s流速下的寿命仅为3.08年。作为对比，3 m/s流速下的预测寿命约为28.19年（不计其他腐蚀）。进一步分析发现，冲蚀率与流速间近似呈二次函数关系，其机理包括颗粒动能增加、湍流强化、二次流效应及颗粒的反弹与多次撞击等^［21］。

2.2.2　颗粒直径对U型换热管壁的冲蚀情况影响

在入口流速3 m/s、颗粒质量分数0.02%的条件下，通过改变颗粒直径（0.1~0.5 mm），系统探究了粒径对管道冲蚀磨损特性的影响。冲蚀模拟结果如图9所示。

从图中可以看出，不同粒径颗粒造成的冲蚀均集中于弯管侧面与外拱侧，且最大冲蚀点稳定于θ_u≈120°处，说明粒径对流场决定的冲蚀位置影响不显著；随着粒径增大，颗粒动能增加导致冲蚀范围收窄、分布更为集中；同时，壁面冲蚀速率也随之升高。当颗粒直径由0.1 mm增至0.5 mm时，管道最大冲蚀率从8.69×10^-9 kg/（m²·s）升高至3.66×10^-8 kg/（m²·s）。结合图10可见，颗粒直径与最大冲蚀速率呈正相关，管道寿命随之降低，在粒径为0.5 mm时，寿命最短，仅为17.18年。这表明，颗粒直径增大会导致其质量与动能增加，且受湍流影响减弱，运动轨迹更为稳定；在流经弯管时，因离心效应更集中地冲击外拱壁面，加之反弹后残余能量较高，易在同一区域形成多次撞击，最终使冲蚀区域更为集中，加剧了局部磨损的累积效应^［22-24］。

2.2.3　颗粒浓度下对U型换热管壁的冲蚀情况影响

固定入口流速（3 m/s）与颗粒直径（0.3 mm），系统考察了颗粒质量浓度（0.01%，0.015%，0.02%，0.025%，0.03%）对管道冲蚀磨损特性及服役寿命的影响规律。

U型管的冲蚀情况如图11所示，在不同颗粒浓度下，冲蚀的空间分布基本不变，主要集中于弯管侧面及外拱侧，且最严重区域稳定于θ_u≈120°处；冲蚀磨损的强度随颗粒浓度增加而呈现显著提升趋势。当颗粒浓度从0.01%增至0.03%时，管道最大冲蚀率由1.01×10^-8 kg/（m²·s）升高至3.50×10^-8 kg/（m²·s）。结合图12可见，颗粒浓度与冲蚀率呈正相关。浓度增加导致冲蚀率显著提升，同时管道寿命相应缩短，主要原因包括：单位时间内冲击管壁的颗粒数量增多，加速了材料疲劳与磨损累积；高浓度下颗粒间碰撞频率增加，部分颗粒反弹后形成二次撞击，从而加剧了冲蚀作用^［25］。

2.2.4　管径对U型管的冲蚀情况影响

在入口流速3 m/s、颗粒直径0.3 mm及质量浓度0.02%的条件下，通过改变管径（⌀₁，⌀₂，⌀₃），分析了管径对管壁冲蚀区域、最大冲蚀速率及预测寿命的影响。

由图13可知，3种管径下的最大冲蚀率分别为2.62×10^-8，2.23×10^-8，1.84×10^-8 kg/（m²·s），随着管径增大，最大冲蚀率显著降低。结合图14可见，在颗粒参数与流速恒定时，管径增大使管道寿命相应延长，不考虑其他腐蚀时，寿命可达34.16年，且冲蚀位置分布趋于分散。此现象主要由空间尺度效应引起，即管径扩大使流动截面积增加，降低了局部颗粒撞击频次，颗粒朝着外拱壁面抛面线集中的趋势被降低，转而随着湍流扩散的增强呈现出宽范围的分布。同时，大管径下更厚的边界层加剧了近壁区颗粒动能耗散，斯托克斯数增长趋势减弱，使颗粒更易跟随流线运动，从而减轻了对特定区域的定向冲击^［26］，降低了局部磨损强度。

3　结论

收起

采用数值模拟的方法，通过使用ANSYS软件模拟了含颗粒冷却水对换热器管壁的冲蚀行为，分析了不同入口流速、颗粒直径、颗粒浓度以及管径对U型换热管的冲蚀特性的影响，该研究成果为换热器优化设计提供了理论依据。

（1）入口流速是影响冲蚀最核心的参数，流速增大，最大冲蚀区域会从弯管前段（θ_u≈0°）显著后移至末端（θ_u≈180°），且最大冲蚀速率与流速呈二次函数关系增长，致使管道寿命在流速达5 m/s时骤降至仅3.08年。

（2）颗粒直径增大会因颗粒质量与动能升高而加剧局部冲蚀，使冲蚀范围更为集中，管道预测寿命则相应大幅降低，在最大粒径下寿命仅为17.18年。

（3）颗粒浓度与冲蚀率呈显著正相关，颗粒浓度的增加，增大撞击频率并加剧二次撞击效应，导致最大冲蚀率上升约246%，显著降低管道寿命。

（4）增大管径可通过空间尺度效应有效分散冲蚀区域并降低局部冲击频率，使最大冲蚀率从2.62×10^-8 kg/（m²·s）降至1.84×10^-8 kg/（m²·s），从而将管道预测寿命提升至34.16年，是优化抗冲蚀性能的有效措施。

参考文献

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文献

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参考文献引证文献

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2025年第53卷第11期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.012

接收时间：2025-07-12
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-11-30

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收稿日期：2025-07-12
修回日期：2025-10-25

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¹新疆大学化工学院，乌鲁木齐 830017

²大连理工大学化工学院，大连 116024

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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项目	Re
项目	v=1 m/s	v=2 m/s	v=3 m/s	v=4 m/s	v=5 m/s
⌀₁	5.03×10³	1.01×10⁴	1.51×10⁴	2.01×10⁴	2.52×10⁴
⌀₂	6.71×10³	1.34×10⁴	2.01×10⁴	2.68×10⁴	3.36×10⁴
⌀₃	1.11×10⁴	2.21×10⁴	3.32×10⁴	4.43×10⁴	5.54×10⁴