煙氣換熱器包塑管開裂問題的分析與研究

鮑 聽，許好好，李文華，王來邦

（1.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 310003；2.浙江浙能溫州發(fā)電有限公司，浙江 溫州 325602）

煙氣換熱器包塑管開裂問題的分析與研究

鮑 聽1，許好好1，李文華2，王來邦2

（1.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 310003；2.浙江浙能溫州發(fā)電有限公司，浙江 溫州 325602）

國內(nèi)首批采用新型碳鋼-氟塑料復(fù)合管的超低排放燃煤機(jī)組，在投入運(yùn)行后不久出現(xiàn)了包塑管開裂的問題。采用理化檢測、應(yīng)力計算及模擬冷熱交變試驗對包塑管開裂原因進(jìn)行了深入分析與研究，結(jié)果表明：包塑層添加了填料導(dǎo)致延伸率偏低，抗形變能力差。當(dāng)換熱管快速冷卻時，包塑層收縮應(yīng)力與固有應(yīng)力疊加，可能會超過材料抗拉強(qiáng)度極限，從而導(dǎo)致開裂。針對包塑管開裂問題，對制造廠和發(fā)電廠都提出了相關(guān)的應(yīng)對措施。

包塑管；超低排放；換熱器；開裂；應(yīng)力

0 引言

為了滿足國家日趨嚴(yán)格的污染物排放標(biāo)準(zhǔn)要求，越來越多的燃煤發(fā)電廠開始進(jìn)行超低排放改造，采用管式煙氣換熱器（以下簡稱WGGH）對脫硫后的煙氣進(jìn)行加熱，以減輕煙囪“白煙”、“石膏雨”等污染現(xiàn)象。WGGH布置于鍋爐尾部煙道，煙溫低、濕度大，面臨低溫腐蝕風(fēng)險[1]，所以必須采取防腐蝕措施。

某發(fā)電廠新建2臺660MW超低排放機(jī)組，采用一種新型耐腐蝕氟塑料-碳鋼復(fù)合管（以下簡稱包塑管），應(yīng)用于腐蝕風(fēng)險較高的WGGH煙氣加熱段。然而，機(jī)組投運(yùn)僅1 000 h，停機(jī)檢查時發(fā)現(xiàn)包塑管大量開裂，嚴(yán)重影響機(jī)組安全運(yùn)行。據(jù)了解，國內(nèi)首批應(yīng)用此類包塑管的超低排放機(jī)組共6臺，其中，已有4臺機(jī)組出現(xiàn)了不同程度的開裂問題。

以下采用理化檢測、應(yīng)力計算及模擬冷熱交變試驗對包塑管開裂問題進(jìn)行深入研究，分析開裂原因，并提出應(yīng)對措施。

1 包塑管開裂問題

圖1（a）—1（d）是發(fā)生開裂的包塑管照片。其中“WZ-7”與“WZ-8”分別代表WZ發(fā)電廠7號、8號機(jī)組，“JX-4”代表JX發(fā)電廠4號機(jī)組，“LG-8”代表LG發(fā)電廠8號機(jī)組，以此類推。

通過照片對比，可以看到各發(fā)電廠包塑管發(fā)生開裂的形態(tài)非常相似：均為沿管子方向開裂，長達(dá)數(shù)米，幾乎貫穿整根管子；裂口都較為平直，裂紋寬度約為2 mm；裂口部位裸露出來的碳鋼管受到不同程度的腐蝕，產(chǎn)生紅銹。

對各發(fā)電廠的機(jī)組參數(shù)以及包塑管開裂的情況進(jìn)行匯總，列于表1。統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示：包塑管發(fā)生開裂時機(jī)組的運(yùn)行時間均較短，尤其是WZ-7機(jī)組才剛剛投運(yùn)。包塑管發(fā)生開裂的數(shù)量較多，除了WZ-7，其他機(jī)組開裂的數(shù)量均大于90根，開裂率為2%～7%。

圖1 各發(fā)電廠包塑管開裂照片

表1 各電廠包塑管開裂情況匯總

2 分析與測試

表2 包塑管性能參數(shù)

根據(jù)表2，質(zhì)量合格的包塑管，其包塑層的抗拉強(qiáng)度應(yīng)不小于42 MPa，延伸率應(yīng)不小于3.8%。此外，應(yīng)注意到：包塑層的熱膨脹系數(shù)為4.3×10-5K，低于PTFE的熱膨脹系數(shù)（1×10-4K），但大于碳鋼母材的熱膨脹系數(shù)（1.15×10-5K）。

為了分析上述發(fā)電廠包塑管發(fā)生開裂的原因，主要開展了4個方面的工作：

（1）包塑層斷口及成分分析。

（2）包塑層的力學(xué)性能測試。

（3）包塑層內(nèi)應(yīng)力計算。

（4）模擬冷熱交變試驗。

2.1 包塑層斷口及成分分析

從開裂的包塑管上取樣，采用ZEISS SIGMA掃描電子顯微鏡觀察包塑層斷面的微觀形貌（見圖2），并采用QUANTAX 400能譜儀對包塑層的成分進(jìn)行分析。

圖2 包塑層斷口掃描電鏡照片

由圖2可以看到包塑層斷口粗糙，沒有明顯的韌窩，呈現(xiàn)脆性斷裂形貌。此外，在包塑層內(nèi)還發(fā)現(xiàn)有較多的顆粒物以及柱狀纖維。

對斷口進(jìn)行能譜面掃描，發(fā)現(xiàn)顆粒物含F(xiàn)與C元素，柱狀纖維含有Si與Ca元素。

理化測試結(jié)果顯示：包塑層為脆性斷裂；包塑層中含有人工添加的纖維等填料[2]，其主要目的是為了調(diào)和氟塑料與碳鋼在膨脹系數(shù)上的巨大差異。

2.2 包塑層力學(xué)性能測試

材料的斷裂通常是由于外加載荷或內(nèi)應(yīng)力超過其力學(xué)性能極限所導(dǎo)致。為了解包塑層的力學(xué)性能，分別在斷裂的包塑管以及未服役的包塑管上取樣，測試包塑層抗拉強(qiáng)度、延伸率等力學(xué)性能。試驗采用的測試標(biāo)準(zhǔn)為ISO 527《塑料拉伸性能的測定》，萬能試驗機(jī)型號為UTM2102，拉伸速率為5 mm/min。

表3是相應(yīng)的拉伸數(shù)據(jù)。測試結(jié)果顯示，發(fā)生開裂的包塑層縱向抗拉強(qiáng)度最低為38.5 MPa，環(huán)向抗拉強(qiáng)度最低為24.9 MPa，均不滿足42 MPa的標(biāo)準(zhǔn)要求。而縱向延伸率最低值為1.18%，環(huán)向延伸率最低值僅為0.08%，均不滿足3.8%的標(biāo)準(zhǔn)要求。包塑層力學(xué)性能偏低，尤其是環(huán)向延伸率明顯偏低，意味著包塑層抵抗環(huán)向變形能力較弱，這也能夠解釋包塑管開裂方向均為縱向這一現(xiàn)象。

表3 WZ-7機(jī)組開裂包塑管的包塑層拉伸試驗數(shù)據(jù)

表4是相應(yīng)的拉伸數(shù)據(jù)。測試結(jié)果顯示，LX-3機(jī)組未經(jīng)服役的包塑管的縱向抗拉強(qiáng)度最低為28.7 MPa，環(huán)向抗拉強(qiáng)度最低為20.3 MPa，均不滿足42 MPa的標(biāo)準(zhǔn)要求。而縱向延伸率最低值為2.98%，環(huán)向延伸率最低值為2.82%，均不滿足3.8%的標(biāo)準(zhǔn)要求。與發(fā)生開裂的包塑層情況類似，新包塑管的環(huán)向抗拉強(qiáng)度也明顯低于縱向抗拉強(qiáng)度，其縱向及環(huán)向延伸率僅約3%。

表4 LX-3機(jī)組新包塑管的包塑層拉伸試驗數(shù)據(jù)

結(jié)合包塑層成分分析結(jié)果可以推斷，在包塑層中人工添加纖維等填料后，包塑層的熱膨脹系數(shù)降低，更接近碳鋼的熱膨脹系數(shù)，但也導(dǎo)致包塑層的延伸率顯著降低（從純氟塑料的300%降低至不足3%）。

需要說明的是，制造廠提供的抗拉強(qiáng)度、延伸率等力學(xué)性能數(shù)據(jù)，是將氟塑料顆粒（原材料）熔融制成標(biāo)準(zhǔn)樣品后測試得到。而此處力學(xué)性能數(shù)據(jù)是直接取成品管樣制作成標(biāo)準(zhǔn)試樣后測試得到?？梢哉J(rèn)為，此處提供的力學(xué)性能數(shù)據(jù)更能反映包塑管的實際力學(xué)性能以及加工制造過程引起的各項材料異性。

2.3 包塑層內(nèi)應(yīng)力計算

由于包塑管采用熱擠出工藝，包塑層從熔融狀態(tài)冷卻成型后發(fā)生收縮，內(nèi)部會產(chǎn)生一個固有的環(huán)向收縮應(yīng)力（由于縱向可自由收縮，因此縱向收縮應(yīng)力可以忽略）。這種加工應(yīng)力有利的一方面，是能夠讓包塑層緊貼鋼管，從而降低熱阻。但其不利的一方面，就是當(dāng)包塑管工作溫度變化時（如快速冷卻過程），這種加工與熱應(yīng)力疊加，將會在包塑層內(nèi)產(chǎn)生很高的內(nèi)應(yīng)力。

由于直接測量加工應(yīng)力較為困難，在此采用了間接測量的方法。具體方法是采用薄而鋒利的刀片將新管包塑層縱向劃開，釋放其內(nèi)部的加工應(yīng)力，此時包塑層會產(chǎn)生收縮形變。測量其收縮形變率，然后根據(jù)應(yīng)力、應(yīng)變與彈性模量之間的關(guān)系（見式1），即可計算出加工應(yīng)力。

式中：σ為應(yīng)力；ε為形變率；E為彈性模量。

圖3 運(yùn)行工況下包塑層熱應(yīng)力分布

經(jīng)過多次試驗，測得包塑層切開后的平均收縮量為0.5 mm，相對應(yīng)的形變率為6.5×10-3，已知包塑層的彈性模量E=2 310 MPa。根據(jù)上述數(shù)據(jù)計算得出，包塑層的加工應(yīng)力約為15 MPa。

采用有限元分析軟件ANSYS對不同工作溫度下，包塑層熱脹冷縮所形成的熱應(yīng)力進(jìn)行計算。

圖3給出了運(yùn)行工況下（管外煙氣溫度50℃，管內(nèi)水溫100℃）包塑層的熱應(yīng)力分布?？梢钥吹剑軐觾?nèi)側(cè)受熱發(fā)生膨脹，最大的膨脹應(yīng)力約為8.1 MPa，包塑層外側(cè)的膨脹應(yīng)力很小，僅為0.49 MPa。膨脹應(yīng)力與原有的加工應(yīng)力部分抵消，使得包塑層總應(yīng)力水平下降，發(fā)生開裂的風(fēng)險下降。

圖4給出了較為極端的冷卻過程（管外煙氣溫度降至0℃，管內(nèi)水溫仍為100℃）包塑層的熱應(yīng)力分布。此時，包塑層內(nèi)側(cè)發(fā)生膨脹，最大膨脹應(yīng)力為7.8 MPa，而外側(cè)發(fā)生收縮，最大收縮應(yīng)力為6.9 MPa。外層的收縮應(yīng)力與原有的加工應(yīng)力相加，可達(dá)21.9 MPa，可能會超過材料的抗拉強(qiáng)度極限，發(fā)生開裂的風(fēng)險較高。

圖4 冷卻過程中包塑層熱應(yīng)力分布

上述內(nèi)應(yīng)力計算結(jié)果顯示，包塑層加工完成后固有的環(huán)向收縮應(yīng)力約為15 MPa。正常運(yùn)行工況下包塑層發(fā)生膨脹，總的內(nèi)應(yīng)力降低，發(fā)生開裂的可能性較小。但在冷卻過程中，包塑層外側(cè)收縮，總的內(nèi)應(yīng)力增加，包塑層發(fā)生開裂的風(fēng)險增加。

2.4 模擬冷熱交變試驗

包塑管在服役條件時，將不可避免地經(jīng)歷冷熱交變過程。為了研究冷熱交變對包塑管的影響，采用烘箱加熱、冰箱或干冰冷卻的方法，對LX-3機(jī)組未經(jīng)服役的包塑管進(jìn)行模擬冷熱交變試驗。

本試驗有2組樣品，第一組樣品的試驗溫度是6℃～100℃，冷熱交變過程是先放入100℃的烘箱，恒溫8 h，取出后立即放入6℃冰箱，恒溫8 h，重復(fù)上述過程，總試驗時間為64 h。

第一組樣品經(jīng)過64 h，6℃～100℃的冷熱交變試驗后外觀完整，未發(fā)現(xiàn)開裂。對冷熱交變后的包塑層取樣做力學(xué)性能測試，得到表5所示的力學(xué)性能數(shù)據(jù)。對照表4的數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)包塑層的環(huán)向抗拉強(qiáng)度從試驗前的20 MPa降低至8～12 MPa，而延伸率從3%降低到1%左右。冷熱交變后包塑層力學(xué)性能下降的趨勢與文獻(xiàn)[3]一致。

第二組樣品的試驗溫度是-20℃～150℃，冷熱交變過程是先放入150℃的烘箱，恒溫30 min，取出后立即放入-20℃的干冰-水混合液中，恒溫30 min，重復(fù)上述過程3次后，發(fā)現(xiàn)4個樣品中有1個樣品發(fā)生縱向開裂（見圖5），試驗停止。

表5 冷熱交變試驗后包塑層拉伸試驗數(shù)據(jù)

圖5 冷熱交變-20℃～150℃試驗前后照片

試驗結(jié)果顯示，溫度振幅6℃～100℃的冷熱交變在短時間內(nèi)不會導(dǎo)致包塑管開裂，但會造成包塑層力學(xué)性能下降。溫度振幅-20℃～150℃的冷熱交變可導(dǎo)致包塑管在短時間內(nèi)發(fā)生開裂。

3 結(jié)論

（1）包塑管在氟塑料中添加了填料，降低了氟塑料與碳鋼之間的膨脹系數(shù)差異，但同時也導(dǎo)致包塑層的延伸率顯著降低，抵抗形變的能力劣化。

（2）包塑管采用熱擠出工藝，成品管固有的環(huán)向收縮應(yīng)力較大，當(dāng)換熱器快速冷卻時，包塑層會產(chǎn)生收縮熱應(yīng)力，若兩者疊加產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力超過材料的抗拉強(qiáng)度極限時，將導(dǎo)致包塑層發(fā)生開裂。

（3）冷熱交變會導(dǎo)致包塑層的力學(xué)性能降低，若溫度振幅過大還會直接導(dǎo)致包塑層開裂。

4 建議

針對包塑管開裂的問題，提出以下應(yīng)對措施：

（1）建議制造廠加強(qiáng)質(zhì)量控制，對塑料配方及加工工藝進(jìn)行改進(jìn)，提高包塑層延伸率，實現(xiàn)膨脹系數(shù)與力學(xué)性能的優(yōu)化匹配，提高包塑管在溫度變化條件下的穩(wěn)定性。

（2）建議發(fā)電廠在包塑管換熱器的運(yùn)行過程中加強(qiáng)監(jiān)督，停爐冷卻時應(yīng)嚴(yán)格控制煙氣側(cè)的冷卻速度，在寒冷天氣時應(yīng)確保包塑管的管壁溫度不低于0℃。

[1]顧咸志.濕法煙氣脫硫裝置煙氣換熱器的腐蝕及預(yù)防[J].中國電力，2006，39（2）∶86-91.

[2]顧英花，何春霞，張還.填料改性PTFE復(fù)合材料的性能[J].塑料，2013，42（3）∶26-28.

[3]張營營，張其林，宋曉光.PTFE膜材力學(xué)性能及抗力不定性分析[J].建筑材料學(xué)報，2014，17（4）∶726-733.

（本文編輯：陸 瑩）

Analysis and Research on Plastic Coated Pipe Cracking of the Gas Heat Exchanger

BAO Ting1，XU Haohao1，LI Wenhua2，WANG Laibang2

（1.Zhejiang Energy Group R&D Co.，Ltd.，Hangzhou 310003，China；2.Zhejiang Zheneng Wenzhou Power Generation Co.，Ltd.，Wenzhou Zhejiang 325602，China）

The first batch of ultra-low emission coal fired power plants which is equipped with a new type carbon steel-fluorine plastic composite pipe is faced with the problem of cracking in plastic coating after a short period of operation.In this paper，reasons of cracking in plastic were analyzed and studied by physical and chemical test，stress calculation and simulation of hot and cold alternating test.The results show that the plastic coating is added with the filler，which leads to the low elongation rate and the ability to resist deformation.When the heat exchange tube is cooled rapidly，the superposition of shrinkage stress and the inherent stress may exceed the tensile strength limit of the material，leading to cracking.The paper proposes countermeasures against plastic coated pipe cracking for manufacturers and power plants.

plastic coated pipe；ultra-low emission；heat exchanger；crack；stress

TK233.3

B

1007-1881（2016）12-0026-04

2016-10-18

鮑 聽（1983），男，工程師，從事電站設(shè)備失效分析、新材料研究工作。