摘要
近年来，核电站常规岛管道壁厚减薄及其导致的许多安全事故越来越受到人们的重视。为了明确核电站中碳钢管道减薄的主要机理，本论文首先进行了文献调研工作，明确了三种导致壁厚减薄的机理，即冲刷腐蚀、流动加速腐蚀、汽蚀的作用原理、影响因素及缓解措施，并介绍了国内外常规电站与核电站碳钢管道壁厚减薄的研究历程和目前的应对策略。
之后，本论文以田湾核电站小修换下的几根发生壁厚减薄的小管径管道样品为例，选取具有代表性的三类管道，对其进行壁厚减薄原因分析和论证：（1）对发生严重壁厚减薄的1号、2号弯管进行运行系统与工况的分析，推测其壁厚减薄原因为冲刷腐蚀。经过化学成分分析、金相组织分析、体式显微镜分析、扫描电子显微镜分析，以及X射线衍射分析，并对比文献中报道的发生冲刷腐蚀的条件及特征，证明1号、2号弯管发生壁厚减薄的原因确实为冲刷腐蚀。同时发现，碳钢管中C元素含量偏低，S元素含量超过20G优质碳钢标准限值一倍多，说明管道本身化学成分不合格，这就加剧了冲刷腐蚀发生的程度。要缓解冲刷腐蚀现象的发生，可以采取下面措施：在管道系统中设置相应的节流孔板；重新设计管道的布置，尽量减少弯头等使流向发生改变的部件。
（2）对壁厚减薄程度较轻的3号、4号弯管进行运行系统与工况的分析，推测其壁厚减薄原因为流动加速腐蚀（FAC）。经过化学成分分析、金相组织分析、体式显微镜分析、扫描电子显微镜分析，以及X射线衍射分析，并对比文献报道的发生流体加速腐蚀的条件及特征，证明3号、4号弯管壁厚减薄的原因确实为流动加速腐蚀。同时发现，碳钢管道中S元素含量超过标准限值一倍多，但并未对壁厚减薄产生明显影响。要缓解流动加速腐蚀，可以从下面几方面入手：更换更耐FAC的材料、控制合理的氧浓度、加强对FAC敏感系统的壁厚监测等。
（3）对发生腐蚀穿孔的2号孔板进行运行系统与工况的分析，推断其穿孔原因为汽蚀或闪蒸。经过体式显微镜分析、扫描电子显微镜分析，以及X射线衍射分析，证明其穿孔原因为汽蚀。要解决这一问题，需要重新设计孔板的孔径，保证足够的汽蚀数，或者设计多级孔板。
开展了高压釜静态腐蚀试验，温度取150℃，pH值、联氨浓度等完全参照田湾核电站常规岛主蒸汽系统疏水管线工况。碳钢样品在高压釜中的气相和液相腐蚀30天、60天、90天后，进行宏观形貌分析、微观形貌分析、腐蚀产物分析、失重率
分析等。结果表明：在该工况下，液相中可以生成保护性的Fe3O4氧化膜，但该氧化膜会在液相中溶解，保护性有所下降；气相中由于传质受阻，氧化过程缓慢，氧化膜非常薄。
关键词：碳钢；壁厚减薄；冲刷腐蚀；流动加速腐蚀；汽蚀
Abstract
The main mechanism of carbon steel wall-thinning in the conventional island of nuclear power plant includes: erosion-corrosion, flow accelerated corrosion, cavitation. This paper briefly introduces the process and influencing factors of the three mechanism,and also the measures of how to deal with them. Besides, this paper gives an overview on the research history and engineering techniques of carbon steel wall thinning problem.The main part of this paper deals with some small bore pipes replaced from Tianwan NPP which experience wall-thinning.
(1)Analyze the operation condition of No.3 and No.4 eblows which suffers serious wall-thinning, and the reason is considered to be erosion-corrosion. The chemical composition analysis, metallic phase analysis, macrographic examination, micrographic examination, and XRD analysis are performed besides the literature investigation. According to the analysis above mentioned, the reason of wall-thinning is actually erosion-corrosion. Moreover, the C in the pipe is lower than the national standard of 20G carbon steel, and the S is 2 times more than that of standard. So the chemical composion fault is slso an important reason of wall-thinning. The measures suggested
are :install throttle orifice ,reduce the use of eblow which change the direction of the flow, use the materials which are resistant to erosion corrosion instead of carbon steel.
(2) Analyze the operation condition of No.5 and No.6 eblows which suffers not very serious wall-thinning, and the reason is considered to be Flow Accelerated
Corrosion(FAC). The chemical composition analysis, metallic phase analysis, macrographic examination, micrographic examination, and XRD analysis are performed besides the literature investigation. According to the analysis above mentioned, the reason of wall-thinning is actually FAC. Moreover, the S is 2 times more than that of standard. So the chemical composion fault may slso be an important reason of
wall-thinning. The measures suggested are : use the materials which are resistant to FAC instead of carbon steel, control the oxygen concentration, implement wall thickness management.
(3) Analyze the operation condition of No.2 throttle orifice which suffers very serious wall-thinning, and the reason is considered to be flashing or cavitation. The macrographic examination, micrographic examination, and XRD analysis are performed besides the literature investigation. According to the analysis above mentioned, the reason of wall-thinning is cavitation. The measures suggested are :reconsider the diameter of the orifice or use the multilevel orifice.
In order to compare the corrosion characteristics of carbon steel in flowing water condition and static state water, implement the high pressure autoclave captive experiment of carbon steel. The experiment condition is the same with the conventional island of Tianwan NPP. The carbon steel specimen stay in the autoclave for 30days,
60days, 90days, and The macrographic examination, micrographic examination, XRD analysis loss of weight analysis are performed. Results show that, under the experiment condition, the protective oxide film can form on the surface of the sample, but can be easily dissolved in the water, so the protective characteristic will decline .
Key Words: carbon steel；wall-thinning；erosion-corrosion；flow accelerated corrosion ；cavitation
目录
第1章前言 (1)
1.1 课题背景 (1)
1.2 研究方案 (2)
1.3 论文结构 (3)
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施 (4)
2.1 常规岛管壁减薄机理 (4)
2.1.1 冲刷腐蚀（Erosion-corrosion） (4)
2.1.2 流动加速腐蚀（FAC） (6)
2.1.3 汽蚀（Cavitation） (7)
2.2 国内外研究历程与工程应对策略 (8)
2.2.1 研究历程 (8)
2.2.2 工程应对策略 (10)
2.3 小结 (13)
第3章常规岛管壁减薄实例分析一 (14)
3.1 概述 (14)
3.2 分析过程 (14)
3.2.1 运行系统与工况 (14)
3.2.2 弯管上下游分析 (15)
3.2.3 宏观形貌分析 (15)
3.2.4 化学成分分析 (16)
3.2.5 金相组织 (17)
3.2.6 氧化膜成分 (17)
3.2.7 基体形貌 (19)
3.3 讨论 (20)
3.3.1 碳钢管道 (20)
3.3.2 流体作用 (22)
3.3.3 弯肘效应 (23)
3.4 小结 (24)
第4章常规岛管壁减薄实例分析二 (25)
4.1 概述 (25)
4.2 分析过程 (25)
4.2.1 运行系统与工况 (25)
4.2.2 管道上下游分析 (26)
4.2.3 宏观形貌分析 (27)
4.2.4 化学成分分析 (28)
4.2.5 金相组织分析 (28)
4.2.6 氧化膜成分分析 (29)
4.2.7 微观形貌分析 (30)
4.3 讨论 (32)
4.3.1 碳钢管道 (32)
4.3.2 还原性环境 (33)
4.4 小结 (35)
第5章常规岛管壁减薄实例分析三 (37)
5.1 概述 (37)
5.2 分析过程 (37)
5.2.1 运行系统与工况 (37)
5.2.2 宏观形貌 (38)
5.2.3 氧化膜成分 (38)
5.2.4 基体微观形貌 (39)
5.3 讨论 (40)
5.3.1 闪蒸 (40)
5.3.2 汽蚀 (41)
5.4 小结 (43)
第6章高压釜静态腐蚀试验 (45)
6.1 概述 (45)
6.2 腐蚀试验 (45)
6.2.1 试验条件 (45)
6.2.2 试验进程 (46)
6.3 样品分析 (46)
6.3.1 宏观形貌 (46)
6.3.2 微观形貌 (47)
6.3.3 腐蚀速率 (48)
6.3.4 氧化膜成分 (49)
6.4 讨论 (50)
6.4.1 温度效应 (50)
6.4.2 高温pH值 (51)
6.4.3 溶液电位 (52)
6.4.4 联氨除氧 (53)
6.5 小结 (55)
第7章结论 (56)
第1章前言
第1章前言
1.1 课题背景
1986年12月9日，由西屋公司设计、供货的典型三回路压水堆核电站Surry 核电站2号机组中，冷凝水管线上的一个直径为457.2mm的弯头在电站运行时突然破裂，造成4死4伤的严重后果。事故后所做的检查报告表明，该弯头的壁厚由原来的10mm减薄到了1.4mm，并且该核电站的两台机组都存在大面积壁厚减薄现象[1]。
2004年8月9日，由三菱重工设计、供货的Mihama压水堆核电站3号机组的汽轮机厂房内，给水回路中低压加热器与除氧器之间的主管道上一个孔板流量计下游的管段发生破裂，管道内高压热水喷出后形成灼热的蒸汽，导致正在做停机检修准备工作的5名维修人员死亡，6人受伤。事故调查原因为流动加速腐蚀导致的壁厚减薄[2]。
核电站常规岛的主给水管线、凝结水管线、疏水管线、部分抽气管线等主要材质都是碳钢。上述发生破裂并导致严重事故的管道材料都为Cr含量不足0.1%的碳钢管道。在核电站的运行过程中，与流体接触的这些碳钢管线不可避免地会发生腐蚀，生成具有一定保护性的Fe3O4氧化膜。但是该氧化膜在常规岛水质条件下有一定的溶解性，于是，管内的流体将Fe3O4溶解带走，促使腐蚀反应不断正向进行。随着使用时间的增加，壁厚逐渐减薄，这一现象即流动加速腐蚀（flow accelerated corrosion，简称FAC）[3，4]。对于许多运行时间较长的核电站，流动加速腐蚀是导致常规岛碳钢管道壁厚减薄的主要机理，也是老化、延寿管理的重要课题。
另外，当管道中流速过大，流体对管道内壁面的机械剪切和冲刷作用也会使管道壁厚迅速减薄，流体的腐蚀性会加速这一过程的进行。这就是我们通常说的冲刷腐蚀。一般说来，冲刷腐蚀导致的材料损失由四个分量构成：纯腐蚀损失、纯冲刷损失、腐蚀引起的冲刷损失、冲刷引起的腐蚀损失。因此，其导致的减薄速率远远超过FAC导致的壁厚减薄速率，更值得人们注意[5]。一般情况下，核电站常规岛冲刷腐蚀发生的情况相对较少。尤其是对于管径比较大的管道，发生冲刷腐蚀的几率比FAC的速率小得多。在冲刷腐蚀过程中，管道的壁厚减薄是化学腐蚀过程与物理溶解和冲刷作用相结合而产生的现象，故其机理和影响因素很复杂。流体温度、压力、pH值、流速等，材料的化学成分、所处的环境和位置、管材的尺寸等，都会
影响到碳钢壁厚减薄的程度和后果[6]。
核电站常规岛碳钢管线壁厚减薄问题的研究者虽多，开发出的计算机程序也不少，但目前还没有一个公认的很准确的控制模型或预测方法[7]。随着我国新建核电站的日益增多，以及原有核电站的设备老化，在可预计的将来，管道的壁厚减薄现象会在核电站中大量出现。我们除了借鉴国外核电发达国家的先进经验之外，应尽快开展适合于我国核电站工况条件的试验研究、数值模拟和监检测技术研究，建立更加完善的管道壁厚减薄管理方法，发展可预测容易发生壁厚减薄的敏感部位的计算机技术，从而对超声测厚提供较精确的定位指导，缩短电站由于检修和更换部件而造成停产的时间，制定适合我国的针对核电站常规岛壁厚减薄的风险评估措施。
1.2 研究方案
本课题的研究方法为：首先，进行资料调研，了解国内外核电站常规岛碳钢管道发生壁厚减薄现象的主要机理和应对措施；其次，进行实例分析，以田湾核电站大修时更换下的发生壁厚减薄的碳钢管道样品为例，进行实验室分析，研究管道壁厚减薄原因；最后，进行验证试验，利用现有的试验条件开展碳钢在高压釜中的静态均匀腐蚀试验，研究碳钢腐蚀产物在核电站常规岛水质工况下的溶解性。
在实例分析部分，共选取了5根管道样品：两根发生严重壁厚减薄的弯管，来自田湾核电站主蒸汽系统高压疏水管线；两根发生轻微壁厚减薄的旁路弯管，分别来自田湾核电站给水系统和汽轮机疏水系统；一个发生严重壁厚减薄和穿孔的孔板，来自田湾核电站主蒸汽系统高压疏水管线。核电站主蒸汽系统高压疏水管线将主蒸汽管道内的冷凝水导入高压疏水器内，其管内流体为气液两相（高压蒸汽凝结水和部分蒸汽），且流速较高（旁路弯管除外）。田湾核电站大修发现的发生壁厚减薄现象的管道样品多来自于主蒸汽系统的疏水管线，且弯管壁厚减薄现象较多，故取该系统的两个弯管样品进行分析。来自给水系统的弯管内流体氧含量较低，pH 值较高。但作为旁路弯管，其内部流体流速缓慢，不会对管道产生较大的机械作用，故壁厚减薄程度较轻。除上述系统中的弯管出现壁厚减薄现象，在节流孔板处也发现有穿孔现象，故取高压疏水系统的一个节流孔板进行研究分析。
在验证试验部分，样品材质为20号优质碳钢，经过退火处理。选取田湾核电站常规岛疏水系统的主要控制参数（如pH值、温度、氧含量等）为高压釜试验条件。
主要的分析方法为：采用电感耦合等离子体-原子发射光谱法（ICP-AES）进行
第1章前言
化学成分分析，采用光学体式显微镜观察样品宏观形貌，采用金相显微镜进行金相组织分析，采用X射线衍射仪进行表面氧化膜的分析，采用扫描电镜进行基体微观形貌的分析。高压釜均匀腐蚀的样品也进行宏观、微观形貌分析和X射线衍射分析，并计算了样品的失重率。
1.3 论文结构
本论文共分为七章：第一章主要介绍了论文研究背景及结构；第二章介绍了碳钢管道壁厚减薄的主要机理（冲刷腐蚀、流动加速腐蚀、汽蚀）和国内外的研究现状；第三、四、五章以田湾核电站大修更换下的一些发生壁厚减薄的碳钢管道为例，进行管壁减薄原因分析，并提出了相应的缓解措施；第六章介绍了模拟核电站常规岛水质开展的高压釜静态均匀腐蚀试验的实施方法及结论；第七章总结了整篇论文各章的结论。
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施
2.1 常规岛管壁减薄机理
核电站常规岛的管道材料一般为碳钢或低合金钢，为了缓解蒸汽发生器二次侧及常规岛管道和设备的腐蚀现象，目前核电站的二次侧水化学处理普遍采用全挥发法（A VT），即通过加入容易挥发的氨来调节常规岛给水的pH值为碱性，采用容易挥发的还原剂（如联氨）来维持还原性环境并除氧，使之处于铁-水腐蚀平衡图中的钝化区。在这种工况下，管道发生壁厚减薄的主要机理有三种：冲刷腐蚀、流动加速腐蚀和汽蚀。
2.1.1 冲刷腐蚀（Erosion-corrosion）
流体介质对金属管道的冲刷和腐蚀两种机理的联合作用被称为冲刷腐蚀（Erosion-corrosion），前者以机械作用为主，后者以电化学腐蚀作用为主，两者交互作用，造成金属的损失，导致壁厚减薄。根据流体电化学性质的不同和流速的不同，两种机理在管道壁厚减薄过程中所占的比重不同。
碳钢管道通常受到稳定氧化膜（Fe3O4）的保护，降低了水中的溶解氧向金属表面扩散的速率。当水流速较缓慢时，管道壁面有一层边界层，腐蚀速率由溶解氧在边界层中的传质速率和在氧化膜中的扩散速率控制，壁厚减薄速率低于1mm/a，即通常说的流动加速腐蚀。但是当管道中流速过高或湍流程度较高，边界层被破坏，高速运动的流体对管道壁面有垂直方向的压力和平行方向的剪切力，于是氧化膜损伤，金属直接受到流体的作用，表面金属在流体的作用下发生塑性变形、位错聚集或诱发微裂纹和最终的疲劳剥落，其壁厚减薄速率可以高达10mm/a[5]。这里假设冲刷腐蚀是均匀发生的，事实上，冲刷腐蚀经常发生于局部区域的扰流情况下。例如，在保护膜被局部去处的很小表面区域，氧传质速率将受到湍流、表面粗糙度等的影响。无论是单相流还是双相流引起的冲刷腐蚀，均表现为光滑的沟槽、冲沟和浅的泪状坑，以及带有明显流动方向性的马蹄形压入痕迹。这些损伤形貌往往开始于金属表面孤立的点并随后扩展为表面的普遍粗糙化。
核电站常规岛碳钢管道的冲刷腐蚀现象通常发生在湍流条件下，常见于气液两相流中，但在单独的液相中也会出现（流速较大的情况下）。严重的冲刷腐蚀问题一般都发生在管道的几何尺寸突然变化的湍流条件下，如弯头、孔板、阀门、管接头等处。以小凸起或压坑形式存在的表面缺陷，如腐蚀坑、沉积物和焊瘤也能在很
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施
小范围内造成湍流并引起冲刷腐蚀。
碳钢管道冲刷腐蚀的控制主要从以下几个方面开展[8]：
（1）设计：管道设计时，为避免不合适的流动状态对碳钢管道造成冲刷腐蚀，通常要求流动状态均匀，避免流体通路断面的急剧变化、不连续变化，以及流动方向的急剧变化，尽量抑制流速差和压力降，以免引起湍流。在管道的转弯处及三通处、孔板处的安放位置都应进行合理设计，尽量减少流体湍动的发生和气液两相的生成。
（2）材料：尽管冲刷腐蚀是机械作用和腐蚀作用的联合效果，但研究表明，要提高材料的耐冲刷腐蚀性能，必须先提高材料的耐腐蚀性，再考虑硬度和耐冲刷性（耐磨性）。故当管道中实际的流速较高，可以考虑用不锈钢管道替碳钢管道。目前，国内核电站在日常维护中遇到常规岛碳钢管道冲刷腐蚀的问题，多采用不锈钢管更换的方法。这是最直接、有效、且广泛使用的解决常规岛碳钢管道冲刷腐蚀的方法。此外，对于耐腐蚀性能较好的材料，硬度高的耐冲刷（磨损）性能较好，因为硬度是衡量材料抵抗表面机械损伤能力的重要指标，硬度高说明材料从基体剥离时需要摆脱的原子间结合力较大。
（3）流速：冲刷腐蚀常发生于高流速水管的弯头或不匹配的接头处。当管中流速很高时，高速流水通过机械作用将表面氧化膜及表层金属直接剥离金属基体带走。当高速流体经过弯头等部位，方向发生变化，产生湍流，湍流对壁面氧化膜和金属的剪切作用更加剧烈，因此冲刷腐蚀的程度会更严重。故只要控制流速在合适的范围内，就可以有效控制冲刷腐蚀的发生。在单相流中，流动促使对流扩散，诱发压力变化和施加剪切应力。这些都会随着流速的增加而显著增加。许多研究表明，材料在冲刷腐蚀下的损失率与流体速率的n次方成正比，对于不同的材料，n取2～5[9]。
（4）冲刷角度：流体对管道冲刷的角度对材料的损失率有很大的影响。对于塑性材料，出现最大损失速率的冲刷角度为20°～30°，以微切削为主要机制。对于脆性材料，出现最大损失速率的冲刷角度为90°，以微断裂为主要机制。对核电站常规岛的管道，可以认为是塑性材料，但是材料本身耐腐蚀性不强，在腐蚀和冲刷的双重作用下，出现最大损失率的部位一般为弯管肘部或T型接头处，这些部位出现最大损失速率的冲刷角度往往达到45°。要缓解冲刷腐蚀，可以采用曲率半径较大的弯管。
2.1.2 流动加速腐蚀（FAC）
流动加速腐蚀（即Flow accelerated corrosion，简称FAC）是近年来才出现的一个术语，专门用于描述核电站中用于运载脱气热水或汽水混合物且由四氧化三铁锈层保护的碳钢管道由于流动增加保护膜的溶解和减薄而导致的加速腐蚀现象[5]。流动加速腐蚀主要发生在核电站常规岛冷凝水管线（疏水管线）、辅助给水管线、汽水分离疏水管线中流速不太高的管道中。
普遍被接受的碳钢管道流动加速腐蚀的微观机理[10]分为三步：第一步，电化学反应，铁原子被氧化，在金属-氧化膜界面上不断生成新的亚铁离子。第二步，亚铁离子在多孔的氧化膜中扩散。第三步，氧化膜-水流界面上的亚铁离子溶解，扩散进入流体的边界层中，并被流体带走，如图2.1所示。
其中，电化学反应的阴极和阳极反应如下：
阴极：Fe Fe2++2e-
阳极：O2+2H2O+4e-4OH-
生成的亚铁离子和氢氧根离子结合为氢氧化亚铁，而氢氧化亚铁不稳定，会转化为固态的四氧化三铁保护膜，吸附在碳钢表面。反应方程式如下：Fe2++2OH-Fe(OH)2
3Fe(OH)2Fe3O4+H2+2H2O
图2.1 FAC的微观过程[10]
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施
在流体流速不高的情况下，Fe3O4氧化膜逐渐溶解于流体中并被流体带走，于是新的Fe3O4氧化膜形成，再被溶解、带走。并且，流体还将腐蚀反应的中间产物带走，这也促进了腐蚀反应正向进行。此过程持续进行，碳钢管壁就发生了减薄现象。这就是FAC的微观机理。由于产物中有氢氧根离子，反应物中有氧气，因此流体的pH值和氧含量对于腐蚀过程有至关重要的影响[11]。
美国学者Douglas Munson指出[12]，碳钢管道内的流体流速存在一个临界值，当流体流速小于该值，壁厚减薄机理为流动加速腐蚀，减薄速率较小；当流体流速大于该值，则壁厚减薄机理为冲刷腐蚀，减薄速率很大。当流速增加至一定程度，减薄速率就与流速无关了，如图2.2所示。
图2.2 壁厚减薄机理与流速的关系[12]
法国EDF公司的StepHane Trevin提出[13]，在特定的条件下，当发生FAC现象时，碳钢管道内表面的氧化膜的厚度总是维持在一个相同的水平，即有多少Fe3O4生成，就会有多少Fe3O4溶解于水中。他们还给出了pH值为9.00的环境下，75℃、120℃、180℃、225℃时氧化膜厚度的实验数据，但并没有提到这个临界厚度（平衡厚度）的理论计算公式。
2.1.3 汽蚀（Cavitation）
当管道中流速较高，而管径突然发生变大，就会在管径变化处出现一定的真空度，当这种真空度增大到一定程度后，流体中溶解的空气首先会分离成气泡，从液体中游离出来，这些气泡增加了流体的湍动程度，造成局部扰流。当真空度继续增加，压强达到液体的饱和蒸汽压，流体就会直接汽化，形成气泡。当这些气体被带
到下游的高压区时，就会发生爆裂（溃灭）。气泡爆裂时对管道表面施产生巨大的作用力，犹如“水锤”作用，管道表面的氧化膜不断被击破，金属基体直接受到气泡的冲击作用。通常将这一现象称为汽蚀[14]。
试验计算表明，发生汽蚀现象时金属受到的压力可达几千兆帕，这个压力足以使金属发生塑性变形，因此遭受汽蚀的金属表面常观察到有滑移线的存在。从宏观上看，汽蚀以边缘锐利的蚀坑形式存在，有时这些蚀坑聚合成蜂窝状的结构。另外，当气泡溃灭时其中的氧在高温作用下会对金属造成腐蚀。目前普遍认为，汽蚀是电化学腐蚀和气泡溃灭的冲击波对金属综合作用的结果。在核电站常规岛管道中，容易发生汽蚀的部位主要是阀门、孔板下游等水压发生突然变化的部位。
对于孔板而言，要避免汽蚀的发生，孔板前后的压差应该小于阻塞流的压差： []
c c c m m p p p p k p 111)/28.096.0(??=? （2-1） 其中，⊿p m 为阻塞流压差，p 1为孔板上游压力，p 1c 为孔板上游温度对应的饱和蒸汽压力，p c 为热力学临界压力，k m 为表征孔板下游压力回升的程度。
另外一个判定孔板发生汽蚀的方法是计算孔板的汽蚀数σ，只要汽蚀数σ足够高，就可以保证不发生汽蚀。这里的汽蚀数定义如下：
σ=（P 3-P v ）/(0.5ρV 2) （2-2） 式中，P 3为经过孔板后流体流动恢复后的压力，一般会小于经过孔板前的压力；P v 为流体的饱和蒸汽压力；ρ为流体的密度；V 为孔板上游流体的平均流速。汽蚀数σ越高，汽蚀程度越严重。一般认为，汽蚀数小于0.5时将发生严重的汽蚀现象；小于0.8时，发生噪声。只有汽蚀数大于0.8时，才能有效避免汽蚀的发生。要保证汽蚀数足够高，可以从改变孔板的孔径、孔板厚度、流量等入手。 2.2 国内外研究历程与工程应对策略
2.2.1 研究历程
早在1940年代，人们就发现了电站管道壁厚减薄导致的破损。但是，当时人们并没有很好地记录这些现象。火电站与工业电站一般采取更换管道、重新开机的做法。1940年代晚期，Ohio 州里大学的Mars Fontana 开始研究磨损－腐蚀现象，对各种不同成分的合金和不同流体下的磨损－腐蚀现象进行了研究（包括碳钢在蒸馏水中的磨损－腐蚀）。研究发现，管道的磨损－腐蚀现象与流体的流速、pH 值、温度、合金种类、流体类型等有关[12]。
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施
1950年代，商用反应堆的设计工作对于管道的安全性提出了更高的要求。1957年12月，Shipping Port 压水堆核电站投入运行。1960年7月，Dresden沸水堆核电站投入运行。同一时期，美国原子能委员会资助了一系列压水堆的试验。研究表明，只要氧气含量足够低，且pH值大于10.5，碳钢就可以被用于一回路。同样，在1950年代，Oak Bridge 国家实验室试验发现，在250℃、水流速度为8m/s时，碳钢表面的氧化膜和腐蚀速率会随着氧含量的变化而发生显著的变化。同一时期，GE公司开始研究蒸汽、湿润蒸汽、饱和水和过冷水中碳钢的腐蚀现象，包括在典型的沸水堆环境中腐蚀产物的释放。
随后，核电站在全球范围内普遍开建，与之相伴随的壁厚减薄现象越来越多，人们对其研究也越来越多。
Bruce和Pearl等在加利福尼亚的Humboldt Bay核电站的蒸汽测试回路中进行了研究，得到碳钢的腐蚀速率与氧气含量的定量关系，还得到以下结论：（1）只有当氧含量大于15ppb时才可以使用碳钢；（2）在任何氧含量的范围内，都可以使用不锈钢。
1974年，KWU公司（现在属于西门子公司）的H. Keller研究出了第一个碳钢腐蚀速率预测模型，适用于蒸汽含量为70％～100％的两相流体管道：腐蚀速率＝[f(T)×f(X)×V×K c]-K s（mm/104h）（2-3）
其中，f(T)是与温度有关的无量纲的常数；
f(X)是与蒸汽湿度有关的无量纲的常数；
V是流体的流速（m/s）；
K c是局部形状因子；
K s是在发生腐蚀之前必须获得的常数。
20世纪70年代晚期和80年代早期，英国中央发电局（CEGB）的G.Bignold 和I.Woolsey等人开始对碳钢管壁减薄现象进行系统的研究，将管壁减薄速率与温度、pH值、流体速率，以及合金组分的关系定量化。CEGB的研究者还将薄层表面活化的方法引入实验室研究，来准确测量壁厚的实时减薄速率。他们也提出了一个预测模型，但未能广泛运用。
1970年代早期，法国EDF公司的P.Berger 和M.Bouchacourt 等人也开始对碳钢管壁减薄现象进行系统的研究，主要内容是在实验室内研究氧化层、蒸汽质量、表面韧性、质量传递、合金成分、pH值、氨含量等对碳钢壁厚减薄速率的影响。他们也对壁厚减薄的过程进行了模拟，来预测壁厚减薄的速率。1982年，该公司的
J.Ducreux公布了一组数据，关于合金成分对于壁厚减薄速率的影响进行了定量研究，其公式如下：
减薄速率/减薄速率的最大值＝1/（83×Cr％0.89×Cu％0.25×Mo％0.20）（2-4）
此公式具有重要意义，因为现在人们使用的绝大多数预测技术里都用到了Ducreux的这一模型，或者是对Ducreux模型进行的改进。
同样在20世纪70年代晚期，德国西门子公司的H.Heitmann 和W.Kastner等人也开始对碳钢管道壁厚减薄现象进行了系统的研究，包括碳钢腐蚀速率与pH值的关系。Kastner等将Keller的模型改进为：
壁厚减薄速率＝K c×f1(V，T，h)×f2(pH)×f3(O2)×f4(t)×f5(x)
1984年，荷兰的W.M.M.Huijbreghts也发表了一组数据，对于合金成分对壁厚减薄速率的影响进行了定量的研究，他的模型如下：
壁厚减薄速率/壁厚减薄速率的最大值＝1/[0.61＋2.43Cr（%）＋1.64Cu（％）＋0.3Mo（%）] （2-5）
显然，这一模型的建立思路与法国EDF公司的J.Ducreux提出的模型类似，都考虑了Cr、Cu、Mo元素对壁厚减薄速率的影响，且应用的都是经验常数。
1986年发生的Surry核电站事故引起了广泛的关注，人们开始大量研究壁厚减薄现象及其应对措施。美国电力研究院（EPRI）给各个电站的主要管理者传达了碳钢管道壁厚减薄的快速检查导则。于是，在各个电站又陆续发现了一些壁厚减薄情况。美国核管会（NRC）数次发出通知，要求核电站运营者关注管道的流体加速腐蚀问题，对相关敏感管段实施管道监督检查大纲（如87－01公告）。后来，NRC在总结核电站老化管理通用经验（GALL报告）中，把流动加速腐蚀作为一项重要课题加以总结，并对易于发生壁厚减薄部位的老化管理大纲提出了明确要求。
2.2.2 工程应对策略
从1987年至今，在工业领域中，各大公司已经相继改进了对碳钢壁厚减薄现象的预测技术：
（1）美国电力研究院EPRI开发出了电站用的预测模型和程序。最佳模型是由Bindi Chexal和Jeff Horowitz 研究出的基于实验室数据的回归曲线分析模型。
EPRI于1987年研究开发的CHEC程序只适用于单相系统，因为其开发时的目的主要是响应美国工业部在Surry事故后要求的针对单相系统的监测计划（因为Surry核电站的破裂部位是单相系统）。1989年，EPRI开发出了CHECMA TE程序，适用于单相系统和双相系统。1993年，EPRI开发出了更加成熟可靠的CHECWORKS
第2章 常规岛管壁减薄机理及应对措施 程序（现在已经发展到第2.2版），该程序的监测功能包括：每个部件的管壁减薄速率、到最近一次检测为止总共的壁厚损失、剩余使用时间、水化学和流速分析、部件检测数据的储存和评价、对于停堆期间行为的相关管理等[15]。
CHECWORKS 的FAC 模型如下：
壁厚减薄速率（mm/y ）= F1(T)×F2(AC) ×F3(MT)×F4(O 2) ×F5(pH) ×F6(G) ×F7(α) ×F8(N 2H 4) （2-6） 这里，F1(T)是温度效应系数；
F2(AC)是合金成分效应系数；
F3(MT)是质量传递效应系数；
F4(O 2)是氧浓度效应系数；
F5(pH)是pH 效应系数；
F6(G)是几何因子效应系数；
F7(α)是气体含量效应系数；
F8(N 2H 4)是联氨效应系数。
上述系数之间并非线性的，而是互相关联的。
（2）法国电力公司EDF 基于Bignold 、Berge 、Bouchacourt 等建立的模型开发出了BRT-CICERO 程序，其监测功能包括：壁厚减薄速率、剩余厚度、有效范围的厚度（考虑了不确定性因素）。其基本模型是根据下面公式建立的[13]：
（2-7）
这里，C e 是亚铁离子的平衡浓度；
C ∞是基体-氧化膜界面上的亚铁离子浓度；
θ是氧化膜的孔隙率；
k 是动力学参数；
f 是氧化膜中转变为Fe 3O 4的份额，通常取0.5；
h 是质量传递系数；
δ是氧化膜的厚度；
D 是亚铁离子的扩散系数；
（3）西门子公司开发出WATHEC 和DASY 程序，其监测结果包括：壁厚减薄的实时监控和剩余使用寿命的评估，主要用于计算壁厚的最大许可减薄厚度。后来，Framatome 将这两个程序综合起来，改进为COMSYS 程序，不仅用于监测流
)1)(1(1)(D h f k C C e δθ+?+?=∞壁厚减薄速率
动加速腐蚀（FAC）引起的壁厚减薄，还引入了应力开裂、材料疲劳、气穴现象、液滴冲击等的影响因素。事实上，这一程序是广泛用于评价核电站常规岛管道在各种腐蚀因素综合作用下的材料老化状况[12]。
（4）俄罗斯根据本国核电站的具体情况开发了RAMEX程序，该程序利用计算流体力学的知识，建立起了流体对管壁冲刷作用的数学模型，用于计算FAC损伤导致的壁厚减薄速率，预测和监控在役管道的壁厚，优化无损检测的内容和部位[16]。
（5）日本在2004年发生Mihama核电站事故后，普遍提高了对管道壁厚减薄现象的重视，先后制定了JSME S CA1-2005和JSME S NG1-2006壁厚检测程序。这一程序的特点是：所有寿命评估的数据都源于每个管线实际的壁厚测量数据，而并非像美国、法国那样使用计算机程序预测的数据；壁厚测量范围涵盖了所有管段。并且，该程序的制定者明确指出其监测范围包括FAC（流体加速腐蚀）和流体冲刷腐蚀，但不包括汽蚀和固体颗粒磨损[17，18]。
（6）韩国的KHNP公司引用了美国的NSAC-202L流程，并购买了美国的CHECWORK程序对碳钢管道壁厚进行监测。针对韩国核电站的具体情况，他们在这些程序的基础上加以改进，建立起了自己的标准评价流程TPMP（Thinned Pipe Management Program），并不断加以优化，如不断搜集并更新现有管道壁厚数据评价数据、改进超声测厚的精确度、开发新的结构评价计算机程序等。最新的成果是管道减薄评估程序PiTEP（Pipe Thinning Evaluation Program），主要流程是：首先，明确管道最小壁厚；其次，获取管道形状对壁厚减薄的影响参数；再次，进行工程力学评价和应力分析；最后，给出评价结论，即管道能否继续使用[19]。另外，韩国首尔大学的Kyung Ha Ryu等人还建立了基于电化学参数（ECP）和pH值的模型，并结合实验来验证该模型的准确性。该方法有望建立一个管道壁厚的在线检测系统，但是仍需要大量检测数据予以验证[20]。
（7）印度在2006年才开始关注并监测核电站的大管径管道的壁厚。他们并没有建立起壁厚减薄的计算机评估程序，而是对易发生壁厚减薄的部位（如控制阀的上游和下游管道、限流孔板、旁路阀等）全部进行超声测厚，对于减薄量超过12.5%的管道和部件定期进行更详细的超声测厚，计算其减薄速度，并预测其剩余使用寿命，再制定相应的监测计划或者适时更换管道[21]。
（8）中国台湾的核电站引进了美国的CHECWORK程序对碳钢管道壁厚进行监测[22]。大陆方面，大亚湾核电站经过苏州热工院的调研，最终选定了引进法国EDF的BRT—CICERO程序，实施FAC老化和寿命管理项目。秦山核电站的做法
第2章常规岛管壁减薄机理及应对措施
类似于印度核电站，采用一定的管理模式来监控碳钢管道壁厚：将所有管道系统进行分类，对不同的管道采取不同的监测手段，根据监测结果评价管道的剩余使用寿命，再对整个管道系统进行评价[23]。
2.3 小结
核电站常规岛碳钢管道壁厚减薄的主要机理有三种：冲刷腐蚀，主要发生在湍流条件下的气液双相管道内和高速流动的液相系统；流动加速腐蚀，主要发生在流速不高的给水、疏水管线内；汽蚀，主要发生在阀门、孔板等水压突然发生变化的部位。
目前国内外核电站应对碳钢壁厚减薄的主要措施分为两类：第一类是加大管道在役检查的力度，准确掌握管道壁厚变化情况；第二类是建立壁厚减薄的数学模型，编制计算机程序，通过实时监测模型中各个参数，计算碳钢管道剩余壁厚。第一类措施所需的检查工作量大，但只要能按要求操作，准确度较高；第二类措施容易实施，但是目前众多数学模型和计算机程序的准确度普遍不高，不能及时预测管壁减薄情况。
第3章常规岛管壁减薄实例分析一
3.1 概述
核电站常规岛主蒸汽系统疏水管道的功能是及时去除主蒸汽管线中蒸汽流速太低并且蒸汽冷却到饱和温度时产生的凝结水。如果疏水不充分，可能导致“水锤”等异常工况的出现，损害主蒸汽管道，影响机组运行的可靠性[24]。疏水管道中一般为气液两相流，且流速较高，容易发生冲刷腐蚀或流动加速腐蚀导致的壁厚减薄。取田湾核电站2号机组主蒸汽系统疏水管线上两个发生严重壁厚减薄的弯管（1号、2号）为例进行研究。从运行系统和工况、管材本身化学成分、金相组织、宏观形貌、微观形貌、氧化膜成分等方面分析了管道壁厚减薄的原因，并给出了相应的措施。
3.2 分析过程
3.2.1 运行系统与工况
1号、2号弯管位于2号机组主蒸汽系统的高压疏水管线中，高压疏水器前，控制阀后。具体位置如图3.1所示，沿疏水流向，椭圆形圈住的区域分别为1号弯管和2号弯管。由于两根弯管靠近疏水箱，其工况接近疏水箱工况，即工作温度约为150℃，压力约为0.06MPa。正常运行情况下，主蒸汽系统工作压力为6.28MPa，远高于疏水器的压力0.06MPa，故1号、2号弯管中为气液两相流，且流速较高。两个管道规格均为20G优质碳钢，Ф32mm×3mm。
（a）1号机组（b）2号机组
图3.1 1号、2号弯管所在位置示意图