某電廠既有煙囪鋼內筒安全性分析

張大巍，楊小兵，韓曉斌

（1.中國電力工程顧問集團華北電力設計院有限公司，北京 110000；2.河北工程大學，河北 邯鄲 056038）

0 前言

自上個世紀80年代，隨著國家的經濟發(fā)展和科研力量的投入，以鋼筋混凝土為外筒、耐候鋼為內筒的單管式或多管式煙囪逐漸發(fā)展起來[1],在一個時期內成為了我國火力發(fā)電煙囪主要的選型。2000年以后，國家提高了大氣環(huán)境的重視，火力發(fā)電廠陸續(xù)增加了脫硫、脫硝設備，在沿海地區(qū)海水脫硫以其脫硫效率高、運營成本低等優(yōu)點被廣泛應用。由于煙氣中含水量增加，氟化氫、氯化物、SO2等腐蝕氣體溶于水形成酸液，加快了鋼內筒的腐蝕[2]。既有鋼內筒在新煙氣環(huán)境下安全性和使用壽命成了影響煙氣凈化系統方案選擇和投資的重要因素。

本文以工程實例為基礎，通過現場掛片試驗，利用X射線能譜儀對腐蝕層內物質成分進行分析，推斷脫硫前后腐蝕機理的變化。測量腐蝕層厚度，得到內筒鋼材在不同煙氣環(huán)境下的腐蝕速度，采用力學分析，確定當前煙囪的安全性，對煙囪的使用壽命預測，為電廠生產決策提供可靠的依據。

1 工程概況

某電廠位于深圳市南頭半島西南端，為6臺國產300MW機組，每2臺機合用1座高210m、出口直徑7m的套筒煙囪，一期1、2號機于1993年11月建成并投入運營。煙囪外筒采用鋼筋混凝土結構，采用變坡度、變壁厚的設計形式，總高度205m，出口內直徑10.4m，筒身混凝土強度等級C30。內筒采用Corten-B耐侯鋼自立式鋼內筒，總高度210m，直徑7.0m，標高50m以下，壁厚14mm，標高50m～130m，壁厚12mm；標高130m～210m，壁厚10mm。從1993年11月至2007年11月，鋼內筒在未脫硫煙氣中運行了14年，由于國家環(huán)保要求的提高，一期工程加裝海水脫硫系統，脫硫效率在90%以上，但脫硫后煙氣溫度降低，出現了筒壁結露現象，內筒的腐蝕加劇，急需對內筒的腐蝕情況檢測，進而確定結構整體安全性。應發(fā)電公司邀請，我院與廣州電器科學研究院合作，對一期煙囪鋼內筒的腐蝕速度進行測試，并根據腐蝕速度對鋼內筒的安全性進行核算。

2 鋼內筒腐蝕速度測定

2.1 試驗方案設計

鋼內筒腐蝕速度的測定分兩個部分，一部分是在未進行海水脫硫處理的煙氣中的鋼材的腐蝕速度，另一部分是在脫硫處理后鋼材的腐蝕速度。為減小對內筒的損傷，試驗中采用掛片試驗的方法對腐蝕速度進行檢測，即分別在鋼內筒內側35m、70m、105m、140m、175m高度處分別固定一塊與鋼內筒同材質的試驗鋼片，大小10mm×30mm。試驗從2006年9月開始，全過程共歷時818d。試驗開始后定期觀察鋼板的腐蝕情況，測定腐蝕厚度，計算相應的腐蝕速度。為確定焊縫部位的腐蝕與母材是否相同，掛件同樣也保留了部分焊縫。

2.2 Corten-B耐候鋼腐蝕情況對比分析

在腐蝕產物分析過程中，鑒于腐蝕產物層較薄，用X射線衍射（XRD）很難分析出樣品表面的腐蝕產物組成，因此，本次試驗采用X射線能譜儀（EDS）對樣品表面進行掃描，分析腐蝕層內物質成分。

圖1 Corten-B耐候鋼腐蝕后圖像

宏觀觀察，試件表面均勻分布褐紅色物質，未發(fā)現肉眼可見腐蝕凹坑，試樣顯示為典型的全面腐蝕特征[3]（如圖1）。同時，注意到焊縫部位顏色與其它部位略有不同，說明焊縫的腐蝕程度與本體是有差別的，但并不明顯。

在電子顯微鏡觀察掛件，如圖2所示。鋼材表面腐蝕產物上布滿裂紋，局部位置出現腐蝕凹坑，呈現輕微點腐蝕現象。形成表面龜裂主要原因為腐蝕層內外收縮變形不均勻所致，腐蝕物質可以通過裂縫滲入，進而繼續(xù)腐蝕鋼材本體，但腐蝕能力有所減弱。

采用X射線能譜儀（EDS）對腐蝕產物進行能譜分析,結果顯示腐蝕產物中，腐蝕產物層中含有少量的Cr，但并未觀察到Sb或V的存在（如圖3）。說明鋼材內的Cr起到了阻止腐蝕的作用，同時也發(fā)現Al和Si，這可能是試樣表面沒有清洗干凈的粉煤灰?guī)氲模部赡苁卿撝械姆墙饘賷A雜物的反映。

圖2 顯微鏡觀察腐蝕層表面圖像

圖3 Corten-B試件能譜分析圖

對點蝕坑底部殘余物質成分分析，有Cl、S和O元素的聚集，說明點蝕的形成與C l-、SO42-有關[4]。對比脫硫前后腐蝕殘留物，并未發(fā)生明顯變化，說明脫硫前后，鋼內筒腐蝕機理未發(fā)生變化。

2.3 Corten-B耐候鋼腐蝕速度研究

對試件腐蝕厚度進行測量，計算試驗期試件的腐蝕速度，見圖4。

圖4 試件腐蝕速度變化曲線

圖表中405d前，試驗掛片處于未進行脫硫處理的煙氣中，之后的試驗是在脫硫后煙氣中進行。從圖中可以看出，105d以前，掛片腐蝕速度經歷急劇增加階段，105d～405d，腐蝕速度趨于平穩(wěn)。主要原因是制作的掛片采用的是未發(fā)生銹蝕的Corten-B鋼，初期腐蝕較快，而后，由于腐蝕產物附著于鋼材表面，延緩腐蝕物與鋼接觸，腐蝕速度趨緩，進入穩(wěn)定腐蝕階段，腐蝕速度約為0.01mm/y。405d后，由于煙氣環(huán)境變化，腐蝕開始加劇。腐蝕速度最快的位置發(fā)生在140m處，最大腐蝕速度為0.018mm/y。通過試驗可以看出，脫硫后煙氣環(huán)境改變加劇了鋼內筒的腐蝕，局部腐蝕速度為原來的1.8倍。焊縫位置腐蝕速度略有不同,但并不明顯，力學計算可忽略其影響，按照均勻面腐蝕考慮。

為確定煙氣在無GGH進行加熱情況下對鋼材的腐蝕速度，試驗中在GGH前設置測試點，根據測試結果，腐蝕速度達到0.09mm/y,腐蝕速度大大加快。

3 鋼內筒強度核算

鋼套筒式煙囪計算采用內、外筒分開計算的方法計算。內筒剛度遠小于外筒，計算時僅考慮內筒質量對地震力的影響，而不考慮內筒剛度的影響[5]。外筒考慮筒壁厚度、坡度變化、開洞位置及外荷載作用點等因素，將外筒分成若干段。根據經驗，分段長度在10m左右時，計算的精度就可以滿足工程上的需要，同時，計算量也不會很大。

分析時首先計算出外筒在恒載、活載、地震荷載、風荷載、溫度荷載及自重產生的附加彎矩作用下的鋼平臺標高位置處位移，然后將位移施加到內筒上，計算出內筒在該位移下內力[6]。計算采用《鋼筋混凝土煙囪計算繪圖軟件》（能源部西北電力設計院）進行分析。

由于鋼內筒與煙氣直接接觸，所以煙氣溫度變形對應力影響也要考慮。脫硫后煙氣經過GGH煙氣加熱系統后正常運行時的煙氣溫度為85℃，非正常運行時煙氣的溫度為140℃，最大溫差應力發(fā)生在1臺停運1臺運行工況下，按公式（1）計算最不利計算溫差[3]。

抗壓強度 fch按照公式（2）～（5）計算，Corten-B鋼屈服強度為ft=355N/mm2。

煙囪從投入運營至取樣結束（2010.3），煙囪已運行了16年（其中在未脫硫煙氣中運行14年，脫硫煙氣中運行2年），脫硫前內筒腐蝕速度按0.01mm/y計算，脫硫后腐蝕速度按照0.018mm/y，計算出內筒的總腐蝕厚度為0.18mm。最不利荷載組合情況內力分布情況，剛內筒最大應力出現在煙囪的底部附近，壓應力計算值 σ=84N/mm2、τ=0.7N/mm2。同時由于腐蝕，筒壁厚度減小，按照公式（2）～（6）材料設計承載力 fch=101N/mm2、fvh=50.5N/mm2，計算值小于材料承載力設計值，表明鋼內筒目前處于安全運營狀態(tài)。

按照材料在脫硫煙氣中腐蝕速度0.018mm/y，計算煙囪預計的使用壽命。當腐蝕厚度t=1.89mm，筒壁最大壓應力出現也出現在內筒底部，應力 σ=89N/mm2、τ=0.7N/mm2，此時，材料強度設計值為fch=89N/mm2、fvh=44.5N/mm2，計算壓應力與設計強度相同，達到極限狀態(tài)。按照腐蝕速度0.018mm/y，內筒安全使用年限超過設計使用年限。

脫硫系統中GGH可有效提高煙氣溫度，減少鋼內筒表面結露現象，對延緩腐蝕有很大作用。若GGH功效降低或停運，腐蝕速度按0.09mm/y計，將會明顯縮短內筒的安全使用壽命。因此，實際運行中應加大GGH后煙氣溫度的監(jiān)測，同時盡量縮短GGH系統的檢修維護的時間，最好與電廠停機檢修的時間相一致。

4 結論

①Corten-B在脫硫前后，鋼材腐蝕機理未發(fā)生變化，腐蝕速度是脫硫前的1.8倍。

②當筒壁累計腐蝕量達1.89mm時，鋼內筒將達到承載力的極限狀態(tài)，部分截面將屈服，最先屈服的位置將發(fā)生在鋼內筒底部的截面。

③鋼內筒腐蝕量達到極限狀態(tài)需要的時間超過煙囪結構設計使用年限，即可認為煙囪鋼內筒滿足其初始設計使用年限要求。

④GGH（煙氣輔助加熱系統）能有效提高煙氣溫度，降低煙氣的結露現象，從而延緩腐蝕。

[1]陸卯生.火力發(fā)電廠高煙囪設計的回顧與展望[J].電力設備,1998(7).

[2]解寶安.火力發(fā)電廠新建工程濕法脫硫煙囪防滲防腐方案設計[J].武漢大學學報,2010(43).

[3]廣州電器科學研究院.媽灣電力有限公司Ⅰ、Ⅱ期煙囪內留存掛片試樣檢測評估報告[R].廣州.2009.

[4]劉西林，鄭楷，鄭貴臣.珠海電廠超高煙囪鋼內筒腐蝕防護措施[J].電力設備,2005(10).

[5]Q/DG 1-T001-2009,火力發(fā)電廠煙囪設計導則[S].

[6]GB 50051-2013,煙囪設計規(guī)范[S].