工程科学学报，第38卷，第12期：1747-1754,2016年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.12:1747-1754,December 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.12.013:http://journals.ustb.edu.cn 1C9Mo钢高速气一固两相流冲蚀磨损 偶国富》，叶浩杰”，郑智剑”，金浩哲四，王超” 1)浙江理工大学流动腐蚀研究所，杭州3100182)杭州富如德科技有限公司，杭州310018 ☒通信作者，E-mai:haozhe.2007@163.com 摘要采用自制的激波驱动气一固两相流冲蚀磨损试验装置，选取SiO2、A山O3和SiC颗粒，对煤化工常用材料1C9Mo钢进 行高速气一固两相流冲蚀磨损试验研究.结合试件表面冲蚀磨损形貌，分析冲击速度、冲击角度、颗粒硬度、颗粒粒径、试件温 度等因素对材料的冲蚀磨损率的影响.结果表明：在20℃和400℃下，1C9Mo钢的最大冲蚀磨损率均出现在15°~25°的冲 蚀角之间，体现出典型塑性材料的冲蚀磨损特征：低角度冲蚀时磨损机理以颗粒的切削作用为主，高角度冲蚀时颗粒垂直撞 击材料表面产生凹坑并致使凹坑周围的片状物碎屑从材料表面剥离：试件冲击速度指数在2.3~3.2范围内，磨损率受颗粒 硬度影响较大：在相同冲蚀条件下，硬度较高的A山，O,和SC颗粒对试件的磨损率比SiO,颗粒高一个数量级：磨损率随颗粒粒 径的增大呈现先递增后下降的趋势：在400℃时S0,颗粒对试件的冲蚀磨损率明显提高，磨损率最大值约为20℃时的3倍. 关键词煤液化：两相流：颗粒冲蚀：磨损试验 分类号TG115.58;TH117.1 High-speed gas-solid two-phase flow erosion of 1Cr9Mo alloy OU Guo-fu',2),YE Hao-jie'”,ZHENG Zhi-jian',JIN Hao--he》,WANG Chao'” 1)The Flow Induced Corrosion Institution,Zhejiang Sci-Tech University,Hangzhou 310018,China 2)Hangzhou Fluid Technology Co.Ltd.Hangzhou 310018,China Corresponding author,E-mail:haozhe2007@163.com ABSTRACT A self-made gas-solid erosion testing apparatus driven by shock wave was used to investigate the wear properties of 1Cr9Mo steel commonly used as manufacturing materials in the coal chemical industry,and SiOAlO,and SiC particles were chosen as erosive particles.Combined with the surface morphology analysis of eroded specimens,high-speed erosion wear characteristics were studied under different conditions involving impact velocity,impact angle,particle hardness,particle size,and specimen temperature. The results show that when the temperature is 20 C and 400C,the erosion rate of 1CrMo steel reaches its maximum value within an impact angle range of 15 to25,and the wear properties are characterized as ductile metal.At low impact angles the cutting of parti- cles is the main mechanism:but at large impact angles the erosion mechanism is the exfoliation of platelets around the pits from the material surface,which is produced by the vertical impact of particles to the material surface.When the velocity exponent of 1Cr9Mo steel ranges from 2.3 to 3.2,the erosion rate is much dependent on particle hardness.Under the same erosion conditions,the erosion rate caused by AlO,and SiC particles is an order of magnitude higher than that caused by SiO particles for they have higher hardness values.With the increase of particle size,the erosion rate increases first and then falls.The erosion rate caused by SiO,particles at 400 C increases significantly,and the maximum erosion rate is 3 times as large as that at 20 C. KEY WORDS coal liquefaction;two-phase flow;particle erosion:wear tests 收稿日期：201601-17 基金项目：国家自然科学基金委员会一神华集团有限公司煤炭联合基金资助项目(U1361107):浙江省自然科学基金资助项目 (LY17E060008):高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20133318120004)
工程科学学报，第 38 卷，第 12 期: 1747--1754，2016 年 12 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 12: 1747--1754，December 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 12． 013; http: / /journals． ustb． edu． cn 1Cr9Mo 钢高速气--固两相流冲蚀磨损 偶国富1，2) ，叶浩杰1) ，郑智剑1) ，金浩哲1) ，王 超1) 1) 浙江理工大学流动腐蚀研究所，杭州 310018 2) 杭州富如德科技有限公司，杭州 310018 通信作者，E-mail: haozhe2007@ 163． com 摘 要 采用自制的激波驱动气--固两相流冲蚀磨损试验装置，选取 SiO2、Al2O3和 SiC 颗粒，对煤化工常用材料 1Cr9Mo 钢进 行高速气--固两相流冲蚀磨损试验研究． 结合试件表面冲蚀磨损形貌，分析冲击速度、冲击角度、颗粒硬度、颗粒粒径、试件温 度等因素对材料的冲蚀磨损率的影响． 结果表明: 在 20 ℃和 400 ℃ 下，1Cr9Mo 钢的最大冲蚀磨损率均出现在 15° ～ 25°的冲 蚀角之间，体现出典型塑性材料的冲蚀磨损特征; 低角度冲蚀时磨损机理以颗粒的切削作用为主，高角度冲蚀时颗粒垂直撞 击材料表面产生凹坑并致使凹坑周围的片状物碎屑从材料表面剥离; 试件冲击速度指数在 2. 3 ～ 3. 2 范围内，磨损率受颗粒 硬度影响较大; 在相同冲蚀条件下，硬度较高的 Al2O3和 SiC 颗粒对试件的磨损率比 SiO2颗粒高一个数量级; 磨损率随颗粒粒 径的增大呈现先递增后下降的趋势; 在 400 ℃时 SiO2颗粒对试件的冲蚀磨损率明显提高，磨损率最大值约为 20 ℃时的 3 倍． 关键词 煤液化; 两相流; 颗粒冲蚀; 磨损试验 分类号 TG115. 5 + 8; TH117. 1 High-speed gas--solid two-phase flow erosion of 1Cr9Mo alloy OU Guo-fu1，2) ，YE Hao-jie 1) ，ZHENG Zhi-jian1) ，JIN Hao-zhe 1) ，WANG Chao 1) 1) The Flow Induced Corrosion Institution，Zhejiang Sci-Tech University，Hangzhou 310018，China 2) Hangzhou Fluid Technology Co． Ltd． ，Hangzhou 310018，China Corresponding author，E-mail: haozhe2007@ 163． com ABSTＲACT A self-made gas--solid erosion testing apparatus driven by shock wave was used to investigate the wear properties of 1Cr9Mo steel commonly used as manufacturing materials in the coal chemical industry，and SiO2，Al2O3 and SiC particles were chosen as erosive particles． Combined with the surface morphology analysis of eroded specimens，high-speed erosion wear characteristics were studied under different conditions involving impact velocity，impact angle，particle hardness，particle size，and specimen temperature． The results show that when the temperature is 20 ℃ and 400 ℃，the erosion rate of 1Cr9Mo steel reaches its maximum value within an impact angle range of 15° to 25°，and the wear properties are characterized as ductile metal． At low impact angles the cutting of particles is the main mechanism; but at large impact angles the erosion mechanism is the exfoliation of platelets around the pits from the material surface，which is produced by the vertical impact of particles to the material surface． When the velocity exponent of 1Cr9Mo steel ranges from 2. 3 to 3. 2，the erosion rate is much dependent on particle hardness． Under the same erosion conditions，the erosion rate caused by Al2O3 and SiC particles is an order of magnitude higher than that caused by SiO2 particles for they have higher hardness values． With the increase of particle size，the erosion rate increases first and then falls． The erosion rate caused by SiO2 particles at 400 ℃ increases significantly，and the maximum erosion rate is 3 times as large as that at 20 ℃ ． KEY WOＲDS coal liquefaction; two-phase flow; particle erosion; wear tests 收稿日期: 2016--01--17 基金 项 目: 国家自然科学基金委员会--神华集团有限公司煤炭联合基金资助项目 ( U1361107 ) ; 浙江省自然科学基金资助项目 ( LY17E060008) ; 高等学校博士学科点专项科研基金资助项目( 20133318120004)
·1748· 工程科学学报，第38卷，第12期 煤化工的全套工艺流程中普遍含有煤渣或催化剂 于产生一定马赫数的激波.激波产生之后向加速段运 等固体颗粒0，由此导致冲蚀磨损失效十分普遍.尤 动，并且带动波后气流以高速运动对颗粒拖曳加速使 其在减压塔进料阀、热高分液控阀、黑水调节角阀等严 其达到所需要的冲击速度.低压段设有测试高速气流 苛工况阀门中，由于其进出口压降高，减压汽化过程中 信号的传感器接口，传感器和电荷放大器以及动态测 气相介质流速迅速提高（最高达200ms')四，煤渣颗 试分析仪连接用于测量激波速度.本试验采用日本 粒在高速气流的驱动下对阀门衬套及下游管道造成严 KEYENCE公司生产的VW-6OO0高速摄影仪捕捉颗 重的冲蚀磨损失效.1C9Mo钢作为煤化工管道和阀 粒群的运动轨迹用于测试颗粒的冲击速度，其最大拍 门衬套的常用材料，探索其冲蚀磨损机理对管道阀门 摄帧数为24000帧·s.冲击角度通过旋转试件台架 系统的冲蚀失效预测和防控具有重要的价值 进行调节.由气一固冲蚀机理可知，当试件和颗粒性 针对高速气一固两相流冲蚀磨损失效，国内外学 质、冲击角度一定时，试件的磨损率主要取决于气相中 者设计搭建了多种试验装置，其中以旋转式、气流喷砂 挟带的颗粒速度.在煤液化减压进料阀中，颗粒加速 式和风洞式最具代表性.例如，Wo0等通过高温蒸 的驱动力来源于减压汽化后的高速气流，即当阀门开 汽加速颗粒，可将颗粒加速至340m·s,且颗粒浓度、 度固定时，颗粒速度大小主要取决于阀门进出口的压 冲击角度和冲击速度可调：Celotta等搭建了一套能 力差.而本试验装置则是通过激波驱动将颗粒加速至 够稳定控制颗粒速度和浓度的高速气一固磨损试验装 其在真实冲蚀环境下的撞击速度，通过改变膜片的厚 置：Shimizu等采用自主研发的高温冲蚀试验装置， 度来控制颗粒速度.因此，本试验装置模拟的高速气一 研究经表面处理后的SUS410钢在冲击速度为100m· 固两相流冲蚀磨损和减压进料阀实际运行工况下颗粒 s,冲击角度为30°~90°时的冲蚀机理：蔡柳溪等 的冲蚀条件是一致的网 设计搭建了一套高温高速气一固两相流试验系统，用 于研究固体颗粒对高参数汽轮机喷嘴的高速冲蚀机 理：Hayashi等切采用旋转喷嘴产生的离心力加速颗 粒，可以在单次试验中采集到不同温度试样的冲蚀数 据：魏琪等圆采用高速转盘提供冲蚀动力，分析冲蚀距 离、冲蚀温度、冲蚀角度等因素对材料表面涂层冲蚀磨 损的影响：Tabakoff和Shanov回设计搭建了一套能实 现高温、高速风洞试验装置，研究固体颗粒对陶瓷涂层 的镍钴合金的冲蚀磨损规律.目前对1C9Mo钢高速 气一固冲蚀磨损性能方面的机理和试验研究仍相对较 少，缺少可直接指导工程应用的理论成果 本文采用自主设计的激波驱动式高温气一固两相 流冲蚀磨损试验装置，研究1C9Mo钢在不同冲击速 度、冲击角度、颗粒硬度、颗粒粒径和高温下的冲蚀磨 损规律，揭示其高速气一固冲蚀磨损机理，研究成果有 望为煤化工管道和阀门的优化选材，冲蚀磨损预测防 1一高压气瓶：2一支撑架：3一光源：4一减压阀：5一压力表：6一驱 控，装置运行的长久可靠性提供参考和借鉴 动段：7一铝膜：8一被驱动段：9一磨损颗粒：10一锡纸：11一动态 压力传感器：12一电荷放大器：13一动态测试分析仪：14一高速摄 1试验设备、方法及步骤 影：15一加速段：16一试验收集箱：17一风冷器：18一除尘器：19一 温控器：20一漏电保护器：21一试件角度调节及加热组件 1.1试验设备 图1试验装置示意图 Fig.1 Schematic diagram of the testing apparatus 激波驱动式气一固两相流冲蚀磨损试验装置示意 图如图1所示.该设备可用来模拟温度20~400℃，冲 1.2冲蚀粒子和试件材料 击角度10°~90°，颗粒速度0~200m·s范围内材料 对煤化工现场收集的煤渣颗粒进行采样分析，其 的冲蚀特性.试验装置主要分为以下四个功能部分： 主要化学成分见表1.其中质量分数较高的Si02为 (1)激波驱动装置；(2)电荷放大器：(3)动态测试分析 49.3%,AL,0,为27.8%.采用英国Malvern公司的 仪；(4)高速摄影仪.其中激波驱动装置由高压段、低 Mastersizer20O0激光粒度仪测量颗粒粒径，如图2所 压段和加速段组成，各段间采用一定厚度的铝膜片分 示，粒径分布范围为5~200μm,其中95%以上的煤渣 隔.试验工作原理为：高压段接氮气瓶构成激波管用 粒径小于150m.现有研究表明：颗粒对材料磨损率
工程科学学报，第 38 卷，第 12 期 煤化工的全套工艺流程中普遍含有煤渣或催化剂 等固体颗粒［1］，由此导致冲蚀磨损失效十分普遍． 尤 其在减压塔进料阀、热高分液控阀、黑水调节角阀等严 苛工况阀门中，由于其进出口压降高，减压汽化过程中 气相介质流速迅速提高( 最高达 200 m·s － 1 ) ［2］，煤渣颗 粒在高速气流的驱动下对阀门衬套及下游管道造成严 重的冲蚀磨损失效． 1Cr9Mo 钢作为煤化工管道和阀 门衬套的常用材料，探索其冲蚀磨损机理对管道阀门 系统的冲蚀失效预测和防控具有重要的价值． 针对高速气--固两相流冲蚀磨损失效，国内外学 者设计搭建了多种试验装置，其中以旋转式、气流喷砂 式和风洞式最具代表性． 例如，Woo 等［3］通过高温蒸 汽加速颗粒，可将颗粒加速至 340 m·s － 1 ，且颗粒浓度、 冲击角度和冲击速度可调; Celotta 等［4］搭建了一套能 够稳定控制颗粒速度和浓度的高速气--固磨损试验装 置; Shimizu 等［5］采用自主研发的高温冲蚀试验装置， 研究经表面处理后的 SUS410 钢在冲击速度为 100 m· s － 1 ，冲击角度为 30° ～ 90°时的冲蚀机理; 蔡柳溪等［6］ 设计搭建了一套高温高速气--固两相流试验系统，用 于研究固体颗粒对高参数汽轮机喷嘴的高速冲蚀机 理; Hayashi 等［7］采用旋转喷嘴产生的离心力加速颗 粒，可以在单次试验中采集到不同温度试样的冲蚀数 据; 魏琪等［8］采用高速转盘提供冲蚀动力，分析冲蚀距 离、冲蚀温度、冲蚀角度等因素对材料表面涂层冲蚀磨 损的影响; Tabakoff 和 Shanov ［9］设计搭建了一套能实 现高温、高速风洞试验装置，研究固体颗粒对陶瓷涂层 的镍钴合金的冲蚀磨损规律． 目前对 1Cr9Mo 钢高速 气--固冲蚀磨损性能方面的机理和试验研究仍相对较 少，缺少可直接指导工程应用的理论成果． 本文采用自主设计的激波驱动式高温气--固两相 流冲蚀磨损试验装置，研究 1Cr9Mo 钢在不同冲击速 度、冲击角度、颗粒硬度、颗粒粒径和高温下的冲蚀磨 损规律，揭示其高速气--固冲蚀磨损机理，研究成果有 望为煤化工管道和阀门的优化选材，冲蚀磨损预测防 控，装置运行的长久可靠性提供参考和借鉴． 1 试验设备、方法及步骤 1. 1 试验设备 激波驱动式气--固两相流冲蚀磨损试验装置示意 图如图1 所示． 该设备可用来模拟温度20 ～ 400 ℃，冲 击角度 10° ～ 90°，颗粒速度 0 ～ 200 m·s － 1 范围内材料 的冲蚀特性． 试验装置主要分为以下四个功能部分: ( 1) 激波驱动装置; ( 2) 电荷放大器; ( 3) 动态测试分析 仪; ( 4) 高速摄影仪． 其中激波驱动装置由高压段、低 压段和加速段组成，各段间采用一定厚度的铝膜片分 隔． 试验工作原理为: 高压段接氮气瓶构成激波管用 于产生一定马赫数的激波． 激波产生之后向加速段运 动，并且带动波后气流以高速运动对颗粒拖曳加速使 其达到所需要的冲击速度． 低压段设有测试高速气流 信号的传感器接口，传感器和电荷放大器以及动态测 试分析仪连接用于测量激波速度． 本试验采用日本 KEYENCE 公司生产的 VW--6000 高速摄影仪捕捉颗 粒群的运动轨迹用于测试颗粒的冲击速度，其最大拍 摄帧数为 24000 帧·s － 1 ． 冲击角度通过旋转试件台架 进行调节． 由气--固冲蚀机理可知，当试件和颗粒性 质、冲击角度一定时，试件的磨损率主要取决于气相中 挟带的颗粒速度． 在煤液化减压进料阀中，颗粒加速 的驱动力来源于减压汽化后的高速气流，即当阀门开 度固定时，颗粒速度大小主要取决于阀门进出口的压 力差． 而本试验装置则是通过激波驱动将颗粒加速至 其在真实冲蚀环境下的撞击速度，通过改变膜片的厚 度来控制颗粒速度． 因此，本试验装置模拟的高速气-- 固两相流冲蚀磨损和减压进料阀实际运行工况下颗粒 的冲蚀条件是一致的［10］． 1—高压气瓶; 2—支撑架; 3—光源; 4—减压阀; 5—压力表; 6—驱 动段; 7—铝膜; 8—被驱动段; 9—磨损颗粒; 10—锡纸; 11—动态 压力传感器; 12—电荷放大器; 13—动态测试分析仪; 14—高速摄 影; 15—加速段; 16—试验收集箱; 17—风冷器; 18—除尘器; 19— 温控器; 20—漏电保护器; 21—试件角度调节及加热组件 图 1 试验装置示意图 Fig． 1 Schematic diagram of the testing apparatus 1. 2 冲蚀粒子和试件材料 对煤化工现场收集的煤渣颗粒进行采样分析，其 主要化学成分见表 1． 其中质量分数较高的 SiO2 为 49. 3% ，Al2 O3 为 27. 8% ． 采 用 英 国 Malvern 公 司 的 Mastersizer 2000 激光粒度仪测量颗粒粒径，如图 2 所 示，粒径分布范围为 5 ～ 200 μm，其中 95% 以上的煤渣 粒径小于 150 μm． 现有研究表明: 颗粒对材料磨损率 ·1748·
偶国富等：1C9Mo钢高速气-固两相流冲蚀磨损 ·1749· 的影响主要取决于颗粒的粒径、硬度、密度、形状系数 (2)将试件安装于台架上，先后调节试件角度以 等，而与颗粒的化学成分关系不大.颗粒的形状系数 及试件中心与激波管出口的距离：选取相应厚度的铝 为与物体相同体积的球体表面积和物体的表面积之 膜嵌装在激波管中，并加载固体颗粒 比，采用型号为QICPIC-RODOS/L的动态颗粒图像分 (3)开启温控装置，设定试验所需温度，通过电加 析仪测试所得.本文选择煤渣中含量较高的Si02、 热板对试件进行加热.当电加热板温度达到初始设定 AL,0,颗粒以及硬度较高的SiC颗粒作为冲蚀粒子研 值时，停止加热：当温度低于初始设定值时，恢复加热 究1C9Mo钢的磨损性能.分别用90目和100目的国 (4)开启动态测试分析仪，依次打开高速摄影仪 际标准筛对试验所用的颗粒先后进行两次筛分，获得 和高压气瓶针阀.采用高速摄影仪捕捉颗粒的运动轨 平均粒径为150μm的颗粒.三种冲蚀颗粒的物理性 迹：采用动态压力传感器、电荷放大器、动态测试分析 能见表2,1C9Mo钢的力学性能参数见表3. 仪等测量激波速度 表1煤渣成分（质量分数） (5)冲蚀试验完成后，对试件进行冷却、超声波清 Table 1 Chemical composition of the coal cinder 洗和干燥，对冲蚀后的试件进行五次称重，根据下式计 SiO2Al203Fc203Ca0Mg0K20Na20其他 算其冲蚀磨损率 49.3%27.8%2.8%2.78%1.6%1.1%2.0%12.6% k =Am (1) m。 式中：R为冲蚀磨损率，mg‘g;△m,为材料的质量损 失，mgm,为单次冲击颗粒的质量，g 2关键参数的确定 2.1激波和颗粒群的测速 高速摄像仪捕捉记录其运动轨迹，通过处理其运 动轨迹图像可确定颗粒的速度，为 △l ",=nf (2) 50 100 150 200 式中：t,为颗粒的速度，m·s;△1为相间颗粒群距离； 煤粉粒径um △n为间隔帧数f为拍摄频率. 图2煤粉粒径分布图 试验中，分别选择厚度为0.13、0.2和0.3mm的 Fig.2 Particle size distribution of the pulverized coal 铝膜进行冲蚀试验.采用高速摄影技术获得三种膜片 表2冲蚀粒子的物理性能 厚度下的激波速度、波后空气速度以及颗粒速度，见表 Table 2 Physical properties of the erodent particles 4.颗粒单次冲击试件的时间约为13.5ms.采用在激 硬度， 密度/尺寸范围/平均尺寸/形状 颗粒 波管低压段两个测压点的阶跃信号存在的时间差△： Hv (g”cm-3)μm μm 系数 和测点距离△L计算激波速度：采用理论公式计算波 Si0 1100 2.63140-175 150 0.55 后空气速度：利用高速摄影仪拍摄的颗粒连拍图像计 Al203 1800 3.94 135-170 150 0.57 算颗粒速度，具体计算方法详见文献1]. SiC 2500 3.21 140-170 150 0.54 在颗粒冲击过程中，在由激波驱动产生的“颗粒 流”中绝大部分颗粒经加速后速度基本一致，将该段 表31C9Mo钢的力学性能 Table 3 Mechanical properties of IC9Mo steel 颗粒称为均布颗粒群段.因此，将该段颗粒运动的 密度，/抗拉强度，屈服强度，布氏硬延伸率，断面收缩 速度可代表“颗粒流”整体速度.本文所测得的颗粒速 (gcm)/MPa o.MP度，HB6/%率，b1% 度是颗粒冲出激波管口撞击试件的速度，为冲蚀区域 7.60 431 207 23022 65 的均布颗粒段的平均速度.大量高速冲蚀试验数据表 明，加速段出口颗粒群速度测试结果偏差小于3%，认 1.3试验步骤和方法 为颗粒群测速方法可靠. (1)试件尺寸为100mm×80mm×1mm,用1000 2.2颗粒加载量及冲击次数的确定 的砂纸对试件表面进行抛光，对试件表面进行超声波 试验装置为脉冲式试验装置，在冲蚀试验过程中 清洗，并用热空气风干：采用精度为0.1mg的电子天 需多次加载颗粒.其中，颗粒的单次加载量是试验过 平（上海上平，FA1004)对试件进行五次称重，取平 程中的关键参数.这是由于单次加载颗粒量较少时， 均值. 颗粒对材料表面的冲蚀作用较小：单次加载颗粒数量
偶国富等: 1Cr9Mo 钢高速气--固两相流冲蚀磨损 的影响主要取决于颗粒的粒径、硬度、密度、形状系数 等，而与颗粒的化学成分关系不大． 颗粒的形状系数 为与物体相同体积的球体表面积和物体的表面积之 比，采用型号为 QICPIC--ＲODOS /L 的动态颗粒图像分 析仪测 试 所 得． 本 文 选 择 煤 渣 中 含 量 较 高 的 SiO2、 Al2O3颗粒以及硬度较高的 SiC 颗粒作为冲蚀粒子研 究 1Cr9Mo 钢的磨损性能． 分别用 90 目和 100 目的国 际标准筛对试验所用的颗粒先后进行两次筛分，获得 平均粒径为 150 μm 的颗粒． 三种冲蚀颗粒的物理性 能见表 2，1Cr9Mo 钢的力学性能参数见表 3． 表 1 煤渣成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of the coal cinder % SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O 其他 49. 3% 27. 8% 2. 8% 2. 78% 1. 6% 1. 1% 2. 0% 12. 6% 图 2 煤粉粒径分布图 Fig． 2 Particle size distribution of the pulverized coal 表 2 冲蚀粒子的物理性能 Table 2 Physical properties of the erodent particles 颗粒 硬度， Hv 密度/ ( g·cm － 3 ) 尺寸范围/ μm 平均尺寸/ μm 形状 系数 SiO2 1100 2. 63 140 ～ 175 150 0. 55 Al2O3 1800 3. 94 135 ～ 170 150 0. 57 SiC 2500 3. 21 140 ～ 170 150 0. 54 表 3 1Cr9Mo 钢的力学性能 Table 3 Mechanical properties of 1Cr9Mo steel 密度，ρ / ( g·cm － 3 ) 抗拉强度， σb /MPa 屈服强度， σs /MPa 布氏硬 度，HB 延伸率， δ /% 断面收缩 率，ψ/% 7. 60 431 207 230 22 65 1. 3 试验步骤和方法 ( 1) 试件尺寸为 100 mm × 80 mm × 1 mm，用 1000# 的砂纸对试件表面进行抛光，对试件表面进行超声波 清洗，并用热空气风干; 采用精度为 0. 1 mg 的电子天 平( 上 海 上 平，FA1004) 对试件进行五次称重，取 平 均值． ( 2) 将试件安装于台架上，先后调节试件角度以 及试件中心与激波管出口的距离; 选取相应厚度的铝 膜嵌装在激波管中，并加载固体颗粒． ( 3) 开启温控装置，设定试验所需温度，通过电加 热板对试件进行加热． 当电加热板温度达到初始设定 值时，停止加热; 当温度低于初始设定值时，恢复加热． ( 4) 开启动态测试分析仪，依次打开高速摄影仪 和高压气瓶针阀． 采用高速摄影仪捕捉颗粒的运动轨 迹; 采用动态压力传感器、电荷放大器、动态测试分析 仪等测量激波速度． ( 5) 冲蚀试验完成后，对试件进行冷却、超声波清 洗和干燥，对冲蚀后的试件进行五次称重，根据下式计 算其冲蚀磨损率． ＲE = Δmt mp ． ( 1) 式中: ＲE为冲蚀磨损率，mg·g － 1 ; Δmt为材料的质量损 失，mg; mp为单次冲击颗粒的质量，g． 2 关键参数的确定 2. 1 激波和颗粒群的测速 高速摄像仪捕捉记录其运动轨迹，通过处理其运 动轨迹图像可确定颗粒的速度 vp为 vp = Δl Δn /f ． ( 2) 式中: vp为颗粒的速度，m·s － 1 ; Δl 为相间颗粒群距离; Δn 为间隔帧数; f 为拍摄频率． 试验中，分别选择厚度为 0. 13、0. 2 和 0. 3 mm 的 铝膜进行冲蚀试验． 采用高速摄影技术获得三种膜片 厚度下的激波速度、波后空气速度以及颗粒速度，见表 4． 颗粒单次冲击试件的时间约为 13. 5 ms． 采用在激 波管低压段两个测压点的阶跃信号存在的时间差 Δt 和测点距离 ΔL 计算激波速度; 采用理论公式计算波 后空气速度; 利用高速摄影仪拍摄的颗粒连拍图像计 算颗粒速度，具体计算方法详见文献［11］． 在颗粒冲击过程中，在由激波驱动产生的“颗粒 流”中绝大部分颗粒经加速后速度基本一致，将该段 颗粒称为均布颗粒群段［11］． 因此，将该段颗粒运动的 速度可代表“颗粒流”整体速度． 本文所测得的颗粒速 度是颗粒冲出激波管口撞击试件的速度，为冲蚀区域 的均布颗粒段的平均速度． 大量高速冲蚀试验数据表 明，加速段出口颗粒群速度测试结果偏差小于 3% ，认 为颗粒群测速方法可靠． 2. 2 颗粒加载量及冲击次数的确定 试验装置为脉冲式试验装置，在冲蚀试验过程中 需多次加载颗粒． 其中，颗粒的单次加载量是试验过 程中的关键参数． 这是由于单次加载颗粒量较少时， 颗粒对材料表面的冲蚀作用较小; 单次加载颗粒数量 ·1749·
·1750. 工程科学学报，第38卷，第12期 表4激波管内气体及固体颗粒运动参数 Table4 Kinematic parameters of gas and solid particles in the shock tube 激波速度/(ms1) 波后气体速度/ 铝膜厚度/mm 马赫数 颗粒速度/(m"s1) 理论值 测量值 (m.s-1) 0.13 1.68 571.5 570.0 307.5 148 0.20 1.79 609.0 613.8 349.1 175 0.30 2.00 680.4 683.9 425.3 200 较多时，由于颗粒与管壁的碰撞、颗粒间的碰撞效 0.15 应☒会导致其冲击速度降低，材料的冲蚀速率减小 经过大量前期试验，发现当单次颗粒加载量为10g左 0.12 右时，磨损率较高且较为稳定.因此，单次试验的标定 0.09 。一30°人射角 加载量标定为10g.根据激波管加速段的长度和内径 ◆-60°人射角 -90人射角 计算可知，颗粒群的体积分数为1.03%，为稀相颗粒. 在煤化工阀门和管线的气一固输送过程中，颗粒体积 006 分数通常在1%以下.因此，试验条件下颗粒浓度与煤 0.03 化工实际设备中气一固两相流较为接近. 在冲蚀磨损过程中，材料的磨损率与冲蚀颗粒质 20 406080100120140160 颗粒质量g 量的关系是相对动态变化的.为获得材料的稳态磨损 图3增量磨损率曲线 率，选用粒径为150m的Si02颗粒，将其加速至175m· Fig.3 Incremental erosion rate curve s,在30°、60°、90°三种角度下对1C9Mo试件进行冲 蚀试验，试验结果如图3所示.由图3可知，当加载颗 型中磨损率最大值对应冲角16.84国，并且与蔡柳溪 粒质量为40g时，磨损率达到峰值.当加载颗粒质量 等回给出的(24±4)°冲击角范围有一定程度的重合. 在40~70g之间时，磨损率逐渐减小.之后，当加载颗 由颗粒冲蚀机理可知，材料最大磨损率对应的冲击角 粒质量达到100g及以上时，磨损率趋于稳定.这是因 度主要取决于试件和颗粒的自身特性，例如试件的硬 为在开始阶段颗粒撞击材料表面，使其产生大量的凹 度、延伸率、屈服强度、颗粒的硬度、形状系数等.蔡柳 坑，凹坑周围存在隆起的片状物，并会在某一时刻从材 溪等所用试件为不同材料牌号的CMo合金，选用冲 料表面剥离.在颗粒的持续冲击下，更多新的凹坑及 蚀颗粒为Fe,O,·从试件屈服强度和抗拉强度来看与 片状物将会产生，并覆盖在先前的凹坑和片状物之上， 本试验所用试件存在不小的差异，且冲蚀颗粒和试验 由于这些新产生的片状物尺寸及隆起高度较小，很难 温度也不相同，因此在磨损率最大值对应的冲击角范 被颗粒冲蚀剥离.同时材料在颗粒的不断冲击下会产 围上也存在一定的区别.并且从图4中可见，随着冲 生硬化，使材料的硬度增加.因此，最后材料的磨损率 击速度的增加，各冲击角下磨损率也会相应提高.在 降低并趋于一个稳定的值.在上述三种冲击角度下， 相同冲蚀条件下，A山，O,和SC颗粒对试件造成的冲蚀 磨损率与颗粒冲蚀质量的关系具有很高的相似性，所 磨损率比SO,颗粒高一个数量级.分析图4可知， 以在后续试验中，采用加载10次颗粒作为冲蚀颗粒质 1C9Mo合金磨损率随冲击角度的变化趋势主要取决 量以获得稳态磨损率 于材料自身的性质，受冲击速度和颗粒类型的影响较 少.这与Singh等采用喷沙式试验装置研究塑性材 3试验结果分析 料的冲击角度与磨损率的关系所得出的规律一致，表 3.1冲击角度的影响 明1C9Mo钢具有典型塑性材料的冲蚀磨损特征. 图4为温度20℃，冲击速度为148、175和200ms1, 采用JSM-5610LV型扫描电子显微镜(SEM)分析 SiO,、AL,0,和SiC颗粒冲击1C9Mo试件时，其磨损率 冲蚀磨损后试件表面形貌.图5为当温度为20℃，在 随冲击角度的变化规律.由图4可知，在三种冲击速 冲蚀角为15°和90°，颗粒冲击速度为200m·s时 度下，1C9Mo试件的磨损率随冲击角的变化趋势基本 1C9Mo经SiO,和SiC颗粒冲蚀磨损试验后的形貌.如 一致.在10°~90°的冲击角范围内，随着冲击角度的 图5(a)和(c)所示，在低冲角的情形下，1C9Mo试件 增加，磨损率呈现先增加后减小的趋势，磨损率最大值 主要受到颗粒的沿水平方向的切应力作用，材料表面 出现在15°~25°的冲击角范围.本文获得的塑性材料 呈现出大量被磨损颗粒切削后形成的划痕及犁沟，这 磨损率最大值对应的冲击角范围涵盖了Finnie冲蚀模 些沿冲击方向的划痕经颗粒多次冲击会形成局部堆积
工程科学学报，第 38 卷，第 12 期 表 4 激波管内气体及固体颗粒运动参数 Table 4 Kinematic parameters of gas and solid particles in the shock tube 铝膜厚度/mm 马赫数 激波速度/( m·s － 1 ) 理论值 测量值 波后气体速度/ ( m·s － 1 ) 颗粒速度/( m·s － 1 ) 0. 13 1. 68 571. 5 570. 0 307. 5 148 0. 20 1. 79 609. 0 613. 8 349. 1 175 0. 30 2. 00 680. 4 683. 9 425. 3 200 较多时，由 于 颗 粒 与 管 壁 的 碰 撞、颗粒间的碰撞效 应［12］会导致其冲击速度降低，材料的冲蚀速率减小． 经过大量前期试验，发现当单次颗粒加载量为 10 g 左 右时，磨损率较高且较为稳定． 因此，单次试验的标定 加载量标定为 10 g． 根据激波管加速段的长度和内径 计算可知，颗粒群的体积分数为 1. 03% ，为稀相颗粒． 在煤化工阀门和管线的气--固输送过程中，颗粒体积 分数通常在 1% 以下． 因此，试验条件下颗粒浓度与煤 化工实际设备中气--固两相流较为接近． 在冲蚀磨损过程中，材料的磨损率与冲蚀颗粒质 量的关系是相对动态变化的． 为获得材料的稳态磨损 率，选用粒径为 150 μm 的 SiO2颗粒，将其加速至 175 m· s － 1 ，在 30°、60°、90°三种角度下对 1Cr9Mo 试件进行冲 蚀试验，试验结果如图 3 所示． 由图 3 可知，当加载颗 粒质量为 40 g 时，磨损率达到峰值． 当加载颗粒质量 在 40 ～ 70 g 之间时，磨损率逐渐减小． 之后，当加载颗 粒质量达到 100 g 及以上时，磨损率趋于稳定． 这是因 为在开始阶段颗粒撞击材料表面，使其产生大量的凹 坑，凹坑周围存在隆起的片状物，并会在某一时刻从材 料表面剥离． 在颗粒的持续冲击下，更多新的凹坑及 片状物将会产生，并覆盖在先前的凹坑和片状物之上， 由于这些新产生的片状物尺寸及隆起高度较小，很难 被颗粒冲蚀剥离． 同时材料在颗粒的不断冲击下会产 生硬化，使材料的硬度增加． 因此，最后材料的磨损率 降低并趋于一个稳定的值． 在上述三种冲击角度下， 磨损率与颗粒冲蚀质量的关系具有很高的相似性，所 以在后续试验中，采用加载 10 次颗粒作为冲蚀颗粒质 量以获得稳态磨损率． 3 试验结果分析 3. 1 冲击角度的影响 图4 为温度20 ℃，冲击速度为148、175 和200 m·s －1 ， SiO2、Al2O3和 SiC 颗粒冲击 1Cr9Mo 试件时，其磨损率 随冲击角度的变化规律． 由图 4 可知，在三种冲击速 度下，1Cr9Mo 试件的磨损率随冲击角的变化趋势基本 一致． 在 10° ～ 90°的冲击角范围内，随着冲击角度的 增加，磨损率呈现先增加后减小的趋势，磨损率最大值 出现在 15° ～ 25°的冲击角范围． 本文获得的塑性材料 磨损率最大值对应的冲击角范围涵盖了 Finnie 冲蚀模 图 3 增量磨损率曲线 Fig． 3 Incremental erosion rate curve 型中磨损率最大值对应冲角 16. 84° ［13］，并且与蔡柳溪 等［6］给出的( 24 ± 4) °冲击角范围有一定程度的重合． 由颗粒冲蚀机理可知，材料最大磨损率对应的冲击角 度主要取决于试件和颗粒的自身特性，例如试件的硬 度、延伸率、屈服强度、颗粒的硬度、形状系数等． 蔡柳 溪等所用试件为不同材料牌号的 CrMo 合金，选用冲 蚀颗粒为 Fe2O3 ． 从试件屈服强度和抗拉强度来看与 本试验所用试件存在不小的差异，且冲蚀颗粒和试验 温度也不相同，因此在磨损率最大值对应的冲击角范 围上也存在一定的区别． 并且从图 4 中可见，随着冲 击速度的增加，各冲击角下磨损率也会相应提高． 在 相同冲蚀条件下，Al2O3和 SiC 颗粒对试件造成的冲蚀 磨损率比 SiO2 颗 粒 高 一 个 数 量 级． 分 析 图 4 可 知， 1Cr9Mo 合金磨损率随冲击角度的变化趋势主要取决 于材料自身的性质，受冲击速度和颗粒类型的影响较 少． 这与 Singh 等［14］采用喷沙式试验装置研究塑性材 料的冲击角度与磨损率的关系所得出的规律一致，表 明 1Cr9Mo 钢具有典型塑性材料的冲蚀磨损特征． 采用 JSM--5610LV 型扫描电子显微镜( SEM) 分析 冲蚀磨损后试件表面形貌． 图 5 为当温度为 20 ℃，在 冲蚀角 为 15° 和 90°，颗粒冲击速度为 200 m·s － 1 时 1Cr9Mo 经 SiO2和 SiC 颗粒冲蚀磨损试验后的形貌． 如 图 5( a) 和( c) 所示，在低冲角的情形下，1Cr9Mo 试件 主要受到颗粒的沿水平方向的切应力作用，材料表面 呈现出大量被磨损颗粒切削后形成的划痕及犁沟，这 些沿冲击方向的划痕经颗粒多次冲击会形成局部堆积 ·1750·
偶国富等：1C9Mo钢高速气一固两相流冲蚀磨损 ·1751· 0.25 4.0 (a) (b) --148m·s1 3.5 4-148m·8 0.20 ◆175m*s -200m·g1 3.0 ◆-175mg1 -200m·s-l 0.15 25 2.0 0.10 1.0 0.05 05 102030405060708090 0102030405060708090 冲击角() 冲击角©9 4.0c ★一148m·sl -175ms1 -量-200m·s-1 20 1.5 1.0 03 00102030405060708090 冲击角) 图4不同颗粒作用下磨损率与冲蚀角度的关系.(a)SiO2:(b)A20;(c)SiC Fig.4 Erosion rate vs.impact angle with different erodent particles:(a)Si02:(b)Al203:(c)SiC 凹坑 切削 梨沟 x50e 50 um JM-5618 xs0e 50 um JsM-5616 切削 xs50μm JSM-5618 ×588 50μm JM-561 图5试件在不同冲击角度下的扫描形貌.(a)Si02,15°：(b)Si02,90°：(c)SiC,15;(d)SiC,90 Fig.5 SEM morphologies of the eroded surfaces of specimens at different impact angles:(a)Si0,,15:(b)Si0,,90:(c)SiC,15:(d)SiC, 90° 从而产生交错带，处于交错带的材料极易从材料表面 的失效形貌主要以凹坑的形式存在，这是由于颗粒的 脱离.由图5()和(d)可知，在高冲角的情形下，材料 切削作用减弱，试件主要受颗粒垂直方向的冲击力作
偶国富等: 1Cr9Mo 钢高速气--固两相流冲蚀磨损 图 4 不同颗粒作用下磨损率与冲蚀角度的关系． ( a) SiO2 ; ( b) Al2O3 ; ( c) SiC Fig． 4 Erosion rate vs． impact angle with different erodent particles: ( a) SiO2 ; ( b) Al2O3 ; ( c) SiC 图 5 试件在不同冲击角度下的扫描形貌． ( a) SiO2，15°; ( b) SiO2，90°; ( c) SiC，15°; ( d) SiC，90° Fig． 5 SEM morphologies of the eroded surfaces of specimens at different impact angles: ( a) SiO2，15°; ( b) SiO2，90°; ( c) SiC，15°; ( d) SiC， 90° 从而产生交错带，处于交错带的材料极易从材料表面 脱离． 由图 5( b) 和( d) 可知，在高冲角的情形下，材料 的失效形貌主要以凹坑的形式存在，这是由于颗粒的 切削作用减弱，试件主要受颗粒垂直方向的冲击力作 ·1751·
·1752 工程科学学报，第38卷，第12期 用，在颗粒冲击过程中，冲击试件受到挤压作用形成表 表面造成损伤.同时，硬度较低的颗粒在高速撞击过 面凹坑，在凹坑边缘有明显的隆起且有附带的碎屑物， 程中，会发生碎裂，减少了颗粒的冲击能量.并且颗粒 在下一次冲击过程中，这些碎屑物大部分会与底层材 碎片会在试件表面形成覆盖层，进一步降低了磨损 料挤压黏结在一起，而不直接脱离材料表面，所以此状 率0.随着颗粒硬度增加，颗粒对材料表面的切削作 态下试件的冲蚀磨损量最小.综上所述，1C9M钢在 用增强，导致磨损率上升.Al,O,和SiC颗粒对1C9Mo 低冲角硬质颗粒冲蚀下出现的大量切削划痕和犁沟两 试件的磨损率相差不大.这是由于当颗粒硬度超过一 侧堆积的唇缘，在高冲角硬质颗粒冲蚀下出现的大量 定值以后，其对材料的切削作用增加有限，因此对材料 凹坑以及凹坑周围堆积的唇缘，均属于典型塑性金属 磨损率也没有显著的影响 材料受到硬质颗粒冲击时的损伤形式.对比图5(a) 1.6 ·-150 和(c)、图5(b)和(d)发现SiC颗粒对试件造成的切 ◆30° 削犁沟深度、长度以及凹坑深度和面积均比SO,造成 -459 1.2 -60 的大.这是由于SiC颗粒硬度较高，同时形状系数较 ◆-750 小，具有较为尖锐的棱角.反映在磨损率数值上即前 0.8 4-90° 者对试件的磨损率较大，这点可从图4中得到验证. 3.2冲击速度的影响 冲击速度是影响材料磨损率的主要因素.大量冲 蚀试验表明，冲蚀磨损率R与磨粒速度，存在如下 0 Si0, A,0 SiC 关系： 1200 1600 2000 2400 维氏硬度 Rg=g(a).C.v (3) 图6磨损率与颗粒硬度关系 式中，g(α)为冲击角度以最大磨损率标准化的量纲一 Fig.6 Erosion rate vs.particle hardness 的函数，C为与靶材属性、粒子形状、粒径等相关因素 的常数，n为速度指数. 3.4粒径的影响 将试验数据用式(3)进行拟合，分别得到1C9Mo 在实际工业生产中，造成设备失效的固体颗粒粒 试件在三种颗粒冲击下的速度指数.其中，Si0,颗粒 径差别较大，因此本文选用不同粒径的颗粒，研究粒径 的冲击速度指数n处于2.3~2.7，A山0，颗粒的冲击速 对材料冲蚀影响的规律.选取颗粒大小为200目(75 度指数n处于2.5~2.9，SiC颗粒的冲击速度指数n um)、150目(106μm)、100目(150μm)、70目(212 处于2.7~3.2.n值越大，表明材料冲蚀磨损率受颗 μm)、50目（270μm)、45目(325um)和40目(380 粒冲击能的影响越大.分析可知，由于相对于S0,和 um)七种不同粒径的Si02,在温度为20℃，速度为200 A山0，颗粒，SiC颗粒硬度较高，磨粒对材料的切削作用 ms1,冲击角度为60°和90°的条件下分别冲击试件 增强，因此速度指数值较高.上述结果与金属材料速 表面，得到不同颗粒粒径与磨损率的关系如图7所示 度指数值n一般在2~3之间的结论相吻合. 随着颗粒粒径的增大，磨损率呈现先增大后减小趋势 3.3颗粒硬度的影响 颗粒粒径在270um左右时试件的磨损率将出现一个 颗粒硬度对于材料的冲蚀磨损率有着重要影响， 峰值.由图可知：颗粒粒径小于270μm时，随着颗粒 当颗粒硬度与试件材料硬度的比值大于1.2时，颗粒 粒径增大，试件的磨损率明显增大，这是由于在相同的 便很容易对材料表面造成擦伤叨.Ley和Chik网指 速度下，颗粒因粒径增大而带有更大的冲击动能，试件 出，对于金属材料来说，随着颗粒硬度增大，磨损率逐 0.10 渐增大，但当颗粒维氏硬度Hv>700时，在颗粒不破 0.08 碎的情况下，材料的冲蚀磨损率将保持不变.冯益华 人射角60° 和邓建新阿采用五种不同硬度的颗粒对陶瓷喷砂嘴 0.06 进行冲蚀磨损试验，结果发现颗粒硬度越大，陶瓷喷砂 嘴的磨损越大.图6为当颗粒速度为148ms,冲击 照0.04 入射角0 角范围为15°~90°时磨损和颗粒硬度关系.由图6可 0.02 见，试件磨损率随颗粒硬度增大而增大，并且在较高硬 度下，磨损率随着硬度增加变化不大，这与Ley与冯 100 150200250300350 400 益华等的试验结果基本一致.试件在硬度较低的S0, 颗粒粒径m 颗粒冲蚀作用下表现出较低的磨损率.这是由于当颗 图7磨损率与颗粒粒径关系 粒硬度较低时，其对材料的切削作用有限，很难对材料 Fig.7 Erosion rate vs.particle size
工程科学学报，第 38 卷，第 12 期 用，在颗粒冲击过程中，冲击试件受到挤压作用形成表 面凹坑，在凹坑边缘有明显的隆起且有附带的碎屑物， 在下一次冲击过程中，这些碎屑物大部分会与底层材 料挤压黏结在一起，而不直接脱离材料表面，所以此状 态下试件的冲蚀磨损量最小． 综上所述，1Cr9Mo 钢在 低冲角硬质颗粒冲蚀下出现的大量切削划痕和犁沟两 侧堆积的唇缘，在高冲角硬质颗粒冲蚀下出现的大量 凹坑以及凹坑周围堆积的唇缘，均属于典型塑性金属 材料受到硬质颗粒冲击时的损伤形式． 对比图 5( a) 和( c) 、图 5( b) 和( d) 发现 SiC 颗粒对试件造成的切 削犁沟深度、长度以及凹坑深度和面积均比 SiO2造成 的大． 这是由于 SiC 颗粒硬度较高，同时形状系数较 小，具有较为尖锐的棱角． 反映在磨损率数值上即前 者对试件的磨损率较大，这点可从图 4 中得到验证． 3. 2 冲击速度的影响 冲击速度是影响材料磨损率的主要因素． 大量冲 蚀试验表明，冲蚀磨损率 ＲE与磨粒速度 vp存在如下 关系［15］: ＲE = g( α)·C·v n p ( 3) 式中，g( α) 为冲击角度以最大磨损率标准化的量纲一 的函数，C 为与靶材属性、粒子形状、粒径等相关因素 的常数，n 为速度指数． 将试验数据用式( 3) 进行拟合，分别得到 1Cr9Mo 试件在三种颗粒冲击下的速度指数． 其中，SiO2 颗粒 的冲击速度指数 n 处于 2. 3 ～ 2. 7，Al2O3颗粒的冲击速 度指数 n 处于 2. 5 ～ 2. 9，SiC 颗粒的冲击速度指数 n 处于 2. 7 ～ 3. 2． n 值越大，表明材料冲蚀磨损率受颗 粒冲击能的影响越大． 分析可知，由于相对于 SiO2和 Al2O3颗粒，SiC 颗粒硬度较高，磨粒对材料的切削作用 增强，因此速度指数值较高． 上述结果与金属材料速 度指数值 n 一般在 2 ～ 3 之间［16］的结论相吻合． 3. 3 颗粒硬度的影响 颗粒硬度对于材料的冲蚀磨损率有着重要影响， 当颗粒硬度与试件材料硬度的比值大于 1. 2 时，颗粒 便很容易对材料表面造成擦伤［17］． Levy 和 Chik ［18］指 出，对于金属材料来说，随着颗粒硬度增大，磨损率逐 渐增大，但当颗粒维氏硬度 Hv ＞ 700 时，在颗粒不破 碎的情况下，材料的冲蚀磨损率将保持不变． 冯益华 和邓建新［19］采用五种不同硬度的颗粒对陶瓷喷砂嘴 进行冲蚀磨损试验，结果发现颗粒硬度越大，陶瓷喷砂 嘴的磨损越大． 图 6 为当颗粒速度为 148 m·s － 1 ，冲击 角范围为 15° ～ 90°时磨损和颗粒硬度关系． 由图 6 可 见，试件磨损率随颗粒硬度增大而增大，并且在较高硬 度下，磨损率随着硬度增加变化不大，这与 Levy 与冯 益华等的试验结果基本一致． 试件在硬度较低的 SiO2 颗粒冲蚀作用下表现出较低的磨损率． 这是由于当颗 粒硬度较低时，其对材料的切削作用有限，很难对材料 表面造成损伤． 同时，硬度较低的颗粒在高速撞击过 程中，会发生碎裂，减少了颗粒的冲击能量． 并且颗粒 碎片会在试件表面形成覆盖层，进一步降低了磨损 率［20］． 随着颗粒硬度增加，颗粒对材料表面的切削作 用增强，导致磨损率上升． Al2O3和 SiC 颗粒对 1Cr9Mo 试件的磨损率相差不大． 这是由于当颗粒硬度超过一 定值以后，其对材料的切削作用增加有限，因此对材料 磨损率也没有显著的影响． 图 6 磨损率与颗粒硬度关系 Fig． 6 Erosion rate vs． particle hardness 3. 4 粒径的影响 在实际工业生产中，造成设备失效的固体颗粒粒 径差别较大，因此本文选用不同粒径的颗粒，研究粒径 对材料冲蚀影响的规律． 选取颗粒大小为 200 目( 75 μm) 、150 目( 106 μm) 、100 目( 150 μm) 、70 目( 212 μm) 、50 目( 270 μm) 、45 目( 325 μm) 和 40 目 ( 380 μm) 七种不同粒径的 SiO2，在温度为 20 ℃，速度为 200 m·s － 1 ，冲击角度为 60°和 90°的条件下分别冲击试件 图 7 磨损率与颗粒粒径关系 Fig． 7 Erosion rate vs． particle size 表面，得到不同颗粒粒径与磨损率的关系如图 7 所示． 随着颗粒粒径的增大，磨损率呈现先增大后减小趋势． 颗粒粒径在 270 μm 左右时试件的磨损率将出现一个 峰值． 由图可知: 颗粒粒径小于 270 μm 时，随着颗粒 粒径增大，试件的磨损率明显增大，这是由于在相同的 速度下，颗粒因粒径增大而带有更大的冲击动能，试件 ·1752·
偶国富等：1C9Mo钢高速气-固两相流冲蚀磨损 ·1753· 表面产生的应力也随之增大，从而使表面材料容易产 冲击角范围为15°~25°，且在磨损率达到峰值后，磨 生失效，导致磨损率增大：当颗粒粒径大于270um时， 损率随冲击角的增加而减少，仍体现出典型塑性材料 材料的磨损率开始下降，这是由于当粒径增大到一定 的冲蚀磨损特征.与20℃相比，400℃时Si02和Al,03 程度时，虽然大颗粒具有更大的冲击动能，但是颗粒与 颗粒对1C9Mo试件的冲蚀磨损率较大，原因是高温 试件表面区域的接触面积减小，同时在一定区域内颗 条件下，1C9Mo试件受热后表面强度和硬度降低，塑 粒之间的相互作用增加，颗粒冲击试件时会产生撞击， 性变形增加，导致自身的耐磨性能变差.与AL,0,颗粒 降低了颗粒的入射速度，损耗了颗粒的部分动能，使试 相比，SiO,颗粒在400℃下对1C9Mo试件的冲蚀磨损 件单位面积上产生的应力减小，致使材料的磨损率开 率明显提高，磨损率峰值约为20℃下的3倍.这是因 始下降 为S0,颗粒硬度相对较低，当材料强度和硬度降低后， 3.5高温的影响 SO,颗粒对材料的切削作用和冲击作用较常温时相比 在400℃下，将Si02和A,03颗粒加速至175ms, 明显增加，从而导致磨损率提高较快.而L,0,颗粒硬 对1C9Mo试件进行冲蚀磨损试验，研究其在高温条 度较高，其对试件的切削和冲击作用受材料硬度变化 件的冲蚀磨损性能，试验结果如图8所示.由图可知， 的影响较小，因此在高温下的冲蚀磨损率变化不明显， 在高温条件下，1C9Mo钢的磨损率最大值对应的颗粒 400℃下磨损率峰值约为20℃下的1.3倍 0.5m a 35 3.0 0.4 400℃ 25 0.3 400℃ 2.0 0.2 15h 1.0F 20℃ 20℃ 05F 102030405060708090 102030405060708090 冲击角度%) 冲击角度) 图8不同温度下磨损率与冲蚀角度的关系.(a)SiO2:(b)A03 Fig.8 Erosion rate vs.impact angle at different temperatures:(a)Si:(b)Al2O 着颗粒硬度提高，颗粒对材料的切削作用增加，其冲击 4结论 速度指数也相应提高. (1)当温度为20℃和400℃时，1C9M6钢在 (4)与20℃相比，400℃时Si0,和AL,0,颗粒对 Si02、AL,0,和SiC颗粒的冲蚀下，均体现出典型塑性材 1C9Mo钢具有更高的冲蚀磨损率.其中，S0,对试件 料的冲蚀磨损特征.其磨损率均表现出随着冲蚀角度 的磨损率显著提高，400℃时磨损率峰值约为20℃时 增加而先增大后减小的趋势，且最大磨损率对应的冲 的3倍：A,0,颗粒400℃时对试件的磨损率峰值约为 蚀角为15°~25°.在同种颗粒冲蚀下，其磨损率随着 20℃时的1.3倍 颗粒速度增加而增加，随着颗粒粒径增加先增大后减 小.在相同冲蚀条件下，硬度较高的A山，03和SiC颗粒 参考文献 对1C9Mo钢的冲蚀磨损率比SiO2颗粒高一个数 [1]Yu G S,Ni JJ,Guo Q H,et al.Cold-model experimental and 量级. numerical simulation of gas-particle flow field in radiant syngas (2)1C9M。钢对冲蚀角度敏感，在不同冲蚀角度 cooler.J Chem Eng Chin Univ,2012,26(1):61 下冲蚀磨损机理不同.低冲角时，冲蚀磨损以颗粒的 (于广锁，倪建军，郭庆华，等.辐射废锅内气固两相流场的 切削作用为主，试件表面具有明显的划痕和犁沟形貌： 冷态测试与数值模拟.高校化学工程学报，2012,26(1)： 高冲角时，其冲蚀过程可看成材料表面的塑性变形累 61) 积产生凹坑及微裂纹的萌生、扩展和断裂形成片状磨 2] Jin HZ,Zheng Z J,Ou G F,et al.Failure analysis of a high 屑而脱离母体的过程 pressure differential regulating valve in coal liquefaction.Eng Fail Anal,2015,55:115 (3)SiO2、AL20,和SiC颗粒对1C9Mo钢的冲击速 33] Wood R JK,Wheeler D W.Design and performance of a high ve- 度指数n范围分别为2.3-2.7,2.5~2.9和2.7~3.2.随 locity air-sand jet impingement erosion facility.Wear,1998,220
偶国富等: 1Cr9Mo 钢高速气--固两相流冲蚀磨损 表面产生的应力也随之增大，从而使表面材料容易产 生失效，导致磨损率增大; 当颗粒粒径大于 270 μm 时， 材料的磨损率开始下降，这是由于当粒径增大到一定 程度时，虽然大颗粒具有更大的冲击动能，但是颗粒与 试件表面区域的接触面积减小，同时在一定区域内颗 粒之间的相互作用增加，颗粒冲击试件时会产生撞击， 降低了颗粒的入射速度，损耗了颗粒的部分动能，使试 件单位面积上产生的应力减小，致使材料的磨损率开 始下降． 3. 5 高温的影响 在400 ℃下，将 SiO2和 Al2O3颗粒加速至 175 m·s －1 ， 对 1Cr9Mo 试件进行冲蚀磨损试验，研究其在高温条 件的冲蚀磨损性能，试验结果如图 8 所示． 由图可知， 在高温条件下，1Cr9Mo 钢的磨损率最大值对应的颗粒 冲击角范围为 15° ～ 25°，且在磨损率达到峰值后，磨 损率随冲击角的增加而减少，仍体现出典型塑性材料 的冲蚀磨损特征． 与 20 ℃相比，400 ℃时 SiO2和 Al2O3 颗粒对 1Cr9Mo 试件的冲蚀磨损率较大，原因是高温 条件下，1Cr9Mo 试件受热后表面强度和硬度降低，塑 性变形增加，导致自身的耐磨性能变差． 与 Al2O3颗粒 相比，SiO2颗粒在 400 ℃下对 1Cr9Mo 试件的冲蚀磨损 率明显提高，磨损率峰值约为 20 ℃ 下的 3 倍． 这是因 为 SiO2颗粒硬度相对较低，当材料强度和硬度降低后， SiO2颗粒对材料的切削作用和冲击作用较常温时相比 明显增加，从而导致磨损率提高较快． 而 Al2O3颗粒硬 度较高，其对试件的切削和冲击作用受材料硬度变化 的影响较小，因此在高温下的冲蚀磨损率变化不明显， 400 ℃下磨损率峰值约为 20 ℃下的 1. 3 倍． 图 8 不同温度下磨损率与冲蚀角度的关系． ( a) SiO2 ; ( b) Al2O3 Fig． 8 Erosion rate vs． impact angle at different temperatures: ( a) SiO2 ; ( b) Al2O3 4 结论 ( 1) 当 温 度 为 20 ℃ 和 400 ℃ 时，1Cr9Mo 钢 在 SiO2、Al2O3和 SiC 颗粒的冲蚀下，均体现出典型塑性材 料的冲蚀磨损特征． 其磨损率均表现出随着冲蚀角度 增加而先增大后减小的趋势，且最大磨损率对应的冲 蚀角为 15° ～ 25°． 在同种颗粒冲蚀下，其磨损率随着 颗粒速度增加而增加，随着颗粒粒径增加先增大后减 小． 在相同冲蚀条件下，硬度较高的 Al2O3和 SiC 颗粒 对 1Cr9Mo 钢的冲蚀磨损率比 SiO2 颗 粒 高 一 个 数 量级． ( 2) 1Cr9Mo 钢对冲蚀角度敏感，在不同冲蚀角度 下冲蚀磨损机理不同． 低冲角时，冲蚀磨损以颗粒的 切削作用为主，试件表面具有明显的划痕和犁沟形貌; 高冲角时，其冲蚀过程可看成材料表面的塑性变形累 积产生凹坑及微裂纹的萌生、扩展和断裂形成片状磨 屑而脱离母体的过程． ( 3) SiO2、Al2O3和 SiC 颗粒对 1Cr9Mo 钢的冲击速 度指数 n 范围分别为2. 3 ～2. 7，2. 5 ～2. 9 和 2. 7 ～3. 2． 随 着颗粒硬度提高，颗粒对材料的切削作用增加，其冲击 速度指数也相应提高． ( 4) 与 20 ℃ 相比，400 ℃ 时 SiO2 和 Al2 O3 颗粒对 1Cr9Mo 钢具有更高的冲蚀磨损率． 其中，SiO2对试件 的磨损率显著提高，400 ℃ 时磨损率峰值约为 20 ℃ 时 的 3 倍; Al2O3颗粒 400 ℃时对试件的磨损率峰值约为 20 ℃时的 1. 3 倍． 参 考 文 献 ［1］ Yu G S，Ni J J，Guo Q H，et al． Cold-model experimental and numerical simulation of gas-particle flow field in radiant syngas cooler． J Chem Eng Chin Univ，2012，26( 1) : 61 ( 于广锁，倪建军，郭庆华，等． 辐射废锅内气固两相流场的 冷态测试与数值模拟． 高校化学工程学报，2012，26 ( 1 ) : 61) ［2］ Jin H Z，Zheng Z J，Ou G F，et al． Failure analysis of a high pressure differential regulating valve in coal liquefaction． Eng Fail Anal，2015，55: 115 ［3］ Wood Ｒ J K，Wheeler D W． Design and performance of a high velocity air-sand jet impingement erosion facility． Wear，1998，220 ·1753·
·1754· 工程科学学报，第38卷，第12期 (2):95 (偶国富，饶杰，章利特，等.一种激波驱动的新型固粒冲蚀 4]Celotta D W,Qureshi U A,Stepanov E V,et al.Sand erosion 实验系统.摩擦学学报，2012,32(5)：466) testing of novel compositions of hard ceramics.Wear,2007,263 [12]Deng T,Chaudhry A R,Patel M,et al.Effect of particle con- (16):278 centration on erosion rate of mild steel bends in a pneumatic con- [5]Shimizu K,Xinba Y,Ishida M,et al.High temperature erosion veyor..Weam,2005,258(14):480 characteristics of surface treated SUS410 stainless steel.Wear, [13]Finnie I.The mechanism of erosion of ductile metals /Proceed- 2011,271(9):1349 ings of the Third National Congress on Applied mechanies.New 6]Cai L X,Wang SS,Mao J R,et al.Study on the solid particles York:American Society of Mechanical Engineers,1958 erosion mechanism of nozzle materials in a supereritical steam tur- [14]Singh T,Tiwari S N,Sundararajan G.Room temperature erosion bine.Proc CSEE,2014,34(11):1822 behaviour of 304,316 and 410 stainless steels.Wear,1991, (蔡柳溪，王顺森，毛靖儒，等。高参数汽轮机喷嘴材料抗固 145(1):77 体颗粒冲蚀机制研究.中国电机工程学报，2014,34(11)： [15]Oka Y I,Okamura K,Yoshida T.Practical estimation of erosion 1822) damage caused by solid particle impact:Part 1.Effects of impact ]Hayashi N.Kagimoto Y,Notomi A,et al.Development of new parameters on a predictive equation.Wear,2005,259(1-6):95 testing method by centrifugal erosion tester at elevated tempera- [16]Sheldon G L,Kanhere A.An investigation of impingement ero- tre.Wear,2005,258(1):443 sion using single particles.Wear,1972,25(1):195 [8]Wei Q,Cui M L,Feng YL,et al.Research of new test method [17]Hutching I M.Wear by particulates.Chem Eng Sci,1987,42 for high temperature erosive wear.China Suf Eng,2010,23 (4):869 (5):7 [18]Levy A V,Chik P.The effects of erodent composition and shape (魏琪，崔明亮，冯艳玲，等.新型高温冲蚀磨损实验方法研 on the erosion of steel.Wear,1983,89(2):151 究.中国表面工程，2010,23(5)：7) [9]Feng Y H,Deng JX.Erosion wear of B4C/(W,Ti)C ceramic 9]Tabakoff W,Shanoy V.Erosion rate testing at high temperature nozzles in sand blasting treatments.Tribology,2004,24 (4): for turbomachinery use.Surf Coat Technol,1995,76:75 346 [10]Zheng Z J,Ou G F,Yi Y W,et al.A combined numerical-ex- (冯益华，邓建新.B4C/(W,T)C陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机 perimental investigation on the failure of a pressure relief valve in 理研究.摩擦学学报，2004,24(4)：346) coal liquefaction.Eng Fail Anal,2016,60:326 20]Nguyen V B,Nguyen Q B,Liu ZG,et al.A combined numeri- [11]Ou G F,Rao J,Zhang LT,et al.A new solid particle erosion cal-experimental study on the effect of surface evolution on the experiment system driven by shock wave.Thibology,2012,32 water-sand multiphase flow characteristics and material erosion (5):466 behavior.Wear,2014,319(12)96
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