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.浙江浙能技術研究院有限公司，杭州 310003；2.浙江浙能溫州發電有限公司，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.浙江浙能技術研究院有限公司，杭州 310003；2.浙江浙能溫州發電有限公司，浙江 溫州 325602）

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

包塑管；超低排放；換熱器；開裂；應力

0 引言

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

某發電廠新建2臺660MW超低排放機組，采用一種新型耐腐蝕氟塑料-碳鋼復合管（以下簡稱包塑管），應用于腐蝕風險較高的WGGH煙氣加熱段。然而，機組投運僅1 000 h，停機檢查時發現包塑管大量開裂，嚴重影響機組安全運行。據了解，國內首批應用此類包塑管的超低排放機組共6臺，其中，已有4臺機組出現了不同程度的開裂問題。

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

1 包塑管開裂問題

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

通過照片對比，可以看到各發電廠包塑管發生開裂的形態非常相似：均為沿管子方向開裂，長達數米，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，產生紅銹。

對各發電廠的機組參數以及包塑管開裂的情況進行匯總，列于表1。統計數據顯示：包塑管發生開裂時機組的運行時間均較短，尤其是WZ-7機組才剛剛投運。包塑管發生開裂的數量較多，除了WZ-7，其他機組開裂的數量均大于90根，開裂率為2%～7%。

圖1 各發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

根據表2，質量合格的包塑管，其包塑層的抗拉強度應不小于42 MPa，延伸率應不小于3.8%。此外，應注意到：包塑層的熱膨脹系數為4.3×10-5K，低于PTFE的熱膨脹系數（1×10-4K），但大于碳鋼母材的熱膨脹系數（1.15×10-5K）。

為了分析上述發電廠包塑管發生開裂的原因，主要開展了4個方面的工作：

（1）包塑層斷口及成分分析。

（2）包塑層的力學性能測試。

（3）包塑層內應力計算。

（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，呈現脆性斷裂形貌。此外，在包塑層內還發現有較多的顆粒物以及柱狀纖維。

對斷口進行能譜面掃描，發現顆粒物含F與C元素，柱狀纖維含有Si與Ca元素。

理化測試結果顯示：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和氟塑料與碳鋼在膨脹系數上的巨大差異。

2.2 包塑層力學性能測試

材料的斷裂通常是由于外加載荷或內應力超過其力學性能極限所導致。為了解包塑層的力學性能，分別在斷裂的包塑管以及未服役的包塑管上取樣，測試包塑層抗拉強度、延伸率等力學性能。試驗采用的測試標準為ISO 527《塑料拉伸性能的測定》，萬能試驗機型號為UTM2102，拉伸速率為5 mm/min。

表3是相應的拉伸數據。測試結果顯示，發生開裂的包塑層縱向抗拉強度最低為38.5 MPa，環向抗拉強度最低為24.9 MPa，均不滿足42 MPa的標準要求。而縱向延伸率最低值為1.18%，環向延伸率最低值僅為0.08%，均不滿足3.8%的標準要求。包塑層力學性能偏低，尤其是環向延伸率明顯偏低，意味著包塑層抵抗環向變形能力較弱，這也能夠解釋包塑管開裂方向均為縱向這一現象。

表3 WZ-7機組開裂包塑管的包塑層拉伸試驗數據

表4是相應的拉伸數據。測試結果顯示，LX-3機組未經服役的包塑管的縱向抗拉強度最低為28.7 MPa，環向抗拉強度最低為20.3 MPa，均不滿足42 MPa的標準要求。而縱向延伸率最低值為2.98%，環向延伸率最低值為2.82%，均不滿足3.8%的標準要求。與發生開裂的包塑層情況類似，新包塑管的環向抗拉強度也明顯低于縱向抗拉強度，其縱向及環向延伸率僅約3%。

表4 LX-3機組新包塑管的包塑層拉伸試驗數據

結合包塑層成分分析結果可以推斷，在包塑層中人工添加纖維等填料后，包塑層的熱膨脹系數降低，更接近碳鋼的熱膨脹系數，但也導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度、延伸率等力學性能數據，是將氟塑料顆粒（原材料）熔融制成標準樣品后測試得到。而此處力學性能數據是直接取成品管樣制作成標準試樣后測試得到。可以認為，此處提供的力學性能數據更能反映包塑管的實際力學性能以及加工制造過程引起的各項材料異性。

2.3 包塑層內應力計算

由于包塑管采用熱擠出工藝，包塑層從熔融狀態冷卻成型后發生收縮，內部會產生一個固有的環向收縮應力（由于縱向可自由收縮，因此縱向收縮應力可以忽略）。這種加工應力有利的一方面，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，就是當包塑管工作溫度變化時（如快速冷卻過程），這種加工與熱應力疊加，將會在包塑層內產生很高的內應力。

由于直接測量加工應力較為困難，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，釋放其內部的加工應力，此時包塑層會產生收縮形變。測量其收縮形變率，然后根據應力、應變與彈性模量之間的關系（見式1），即可計算出加工應力。

式中：σ為應力；ε為形變率；E為彈性模量。

圖3 運行工況下包塑層熱應力分布

經過多次試驗，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。根據上述數據計算得出，包塑層的加工應力約為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力進行計算。

圖3給出了運行工況下（管外煙氣溫度50℃，管內水溫100℃）包塑層的熱應力分布。可以看到，包塑層內側受熱發生膨脹，最大的膨脹應力約為8.1 MPa，包塑層外側的膨脹應力很小，僅為0.49 MPa。膨脹應力與原有的加工應力部分抵消，使得包塑層總應力水平下降，發生開裂的風險下降。

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

圖4 冷卻過程中包塑層熱應力分布

上述內應力計算結果顯示，包塑層加工完成后固有的環向收縮應力約為15 MPa。正常運行工況下包塑層發生膨脹，總的內應力降低，發生開裂的可能性較小。但在冷卻過程中，包塑層外側收縮，總的內應力增加，包塑層發生開裂的風險增加。

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機組未經服役的包塑管進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，重復上述過程，總試驗時間為64 h。

第一組樣品經過64 h，6℃～100℃的冷熱交變試驗后外觀完整，未發現開裂。對冷熱交變后的包塑層取樣做力學性能測試，得到表5所示的力學性能數據。對照表4的數據，發現包塑層的環向抗拉強度從試驗前的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性能下降的趨勢與文獻[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，重復上述過程3次后，發現4個樣品中有1個樣品發生縱向開裂（見圖5），試驗停止。

表5 冷熱交變試驗后包塑層拉伸試驗數據

圖5 冷熱交變-20℃～150℃試驗前后照片

試驗結果顯示，溫度振幅6℃～100℃的冷熱交變在短時間內不會導致包塑管開裂，但會造成包塑層力學性能下降。溫度振幅-20℃～150℃的冷熱交變可導致包塑管在短時間內發生開裂。

3 結論

（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差異，但同時也導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，成品管固有的環向收縮應力較大，當換熱器快速冷卻時，包塑層會產生收縮熱應力，若兩者疊加產生的內應力超過材料的抗拉強度極限時，將導致包塑層發生開裂。

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

4 建議

針對包塑管開裂的問題，提出以下應對措施：

（1）建議制造廠加強質量控制，對塑料配方及加工工藝進行改進，提高包塑層延伸率，實現膨脹系數與力學性能的優化匹配，提高包塑管在溫度變化條件下的穩定性。

（2）建議發電廠在包塑管換熱器的運行過程中加強監督，停爐冷卻時應嚴格控制煙氣側的冷卻速度，在寒冷天氣時應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膜材力學性能及抗力不定性分析[J].建筑材料學報，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，從事電站設備失效分析、新材料研究工作。