空冷凝汽器流動加速腐蝕的影響因素

孟 龍,黃萬啟,孫本達,高文鋒

(西安熱工研究院有限公司,西安 710032)

空冷凝汽器流動加速腐蝕的影響因素

孟 龍,黃萬啟,孫本達,高文鋒

(西安熱工研究院有限公司,西安 710032)

測量了空冷凝汽器流用Q235鋼在不同試驗環境中的表面極化電阻，研究了其流動加速腐蝕(FAC)的各種影響因素,并提出了防護方案。結果表明，提高初凝水的pH，提高初凝水中溶解氧含量，降低空冷凝汽器溫度等方式可以抑制空冷凝汽器的流動加速腐蝕。

空冷凝汽器；流動加速腐蝕；影響因素

近年來，我國北方干旱地區興建的發電機組主要是直接空冷系統，使用空氣直接冷卻汽輪機的乏汽，極大地節約了水資源。據統計，直接空冷系統比水冷系統節水70%以上[1]。目前，常用碳鋼來制造直接空冷凝汽器，耐蝕性較差，且進入空冷凝汽器的乏汽流速較快，高速流動的蒸汽夾雜著水滴沖刷管道表面，導致管道發生單相和汽液兩相流流動加速腐蝕(FAC)[2]。本工作對影響流動加速腐蝕的幾個重要因素進行了研究，提出了抑制FAC的方法。

1 試驗

空冷系統FAC模擬試驗在自制的流動加速腐蝕試驗臺上進行。試驗臺由試驗主回路、水質監控回路以及CP6型綜合腐蝕測試儀(大連理工大學)組成。試驗中的運行流程如圖1所示。

試驗電極為Q235碳鋼電極，直徑2 cm，試驗前需對電極依次進行打磨、拋光、酒精清洗、吹干備用。試驗前先關閉測量回路，讓系統內的水通過樹脂柱進行水質凈化，監測系統內水的電導率，待電導率小于0.1 μS/cm后，關閉水質凈化回路，打開測量回路進行測試。

圖1 流動加速腐蝕試驗臺流程圖Fig. 1 The flow chart of flow accelerated corrosion test

由于二電極系統可以減小因測量過程中腐蝕電位漂移引起的測量誤差[3],它接近于雙方向線性極化電阻，比單方向線性極化電阻測量準確，故試驗采用二電極系統進行線性極化，掃描范圍為開路電位±10mV,掃描速率為20mV/s 。由面積相同的兩個被測電極組成二電極系統，試驗中兩個電極相對布置，旋緊、固定在電極安裝槽內，見圖2。

圖2 試驗電極及其安裝槽Fig. 2 Working electrode and the mounting chamber

試驗過程中，通過控制電流階躍法測量溶液電阻，排除溶液電阻對測量結果的影響。待電極在試驗溶液中的極化電阻穩定后每隔10 min測一次，計算平均值，試驗周期為700 min。一般來說，極化電阻越大腐蝕速率越小，故可根據極化電阻的大小來判斷腐蝕的快慢，極化電阻計算公式見式(1)。

式中:Rp為極化電阻;ΔE為兩電極的電位差，由于陰極極化電位為負值，所以ΔE=|ΔE陽|+|ΔE陰|;I為流經兩電極的電流。

2 結果與討論

2.1 pH對極化電阻的影響

控制溫度為50 ℃，溶液中溶解氧質量濃度為100 μg/L，通過電極的流速為6.2 m/s，加氨調節系統內水的pH為8.80，9.25，9.40，9.50,9.55,9.65,9.75,9.80.9.90，10.00，測量Q235鋼電極在不同pH溶液中的表面極化電阻，結果見圖3。

圖3 不同pH溶液中，Q235鋼電極表面的極化電阻Fig. 3 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different pH

由圖3可見，隨著溶液pH的升高，Q235鋼電極表面極化電阻增大，即溶液pH越高，電極的腐蝕速率越小，這表明提高溶液pH可以抑制FAC。

在pH較低的環境中，鐵在水中的溶解度較高，金屬基體本身的腐蝕速率較大，受高速流動的液相影響，磁性氧化鐵保護層也會加速溶解，但若pH為9.6～10.0，FAC的速率就會大幅度下降。空冷凝汽器發生的FAC主要是汽液兩相流FAC，在兩相流的條件下，腐蝕的根本原因是液相的pH偏低，因此控制空冷凝汽器FAC的關鍵環節是提高液相pH[4]，熱工院曾經通過在凝汽器低壓缸排氣加入汽液分配系數較小的有機胺解決這個問題。

2.2 溶解氧含量對極化電阻的影響

按照GB/T 12145-2008的規定，直接空冷機組凝結水溶解氧質量濃度應小于100 μg/L，期望小于30 μg/L[5]。空冷機組的溶解氧相對較高，試驗控制氧含量分別為<10 μg/L，45～55 μg/L，150～200 μg/L以及200～500 μg/L，加氨控制溶液pH為9.4，溫度50 ℃，流速6.2 m/s。測量Q235鋼電極在不同溶解氧條件下的表面極化電阻，結果見圖4。

圖4 不同溶解氧含量下，Q235鋼電極表面的極化電阻Fig. 4 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different dissolved oxygen content

由圖4可見，溶液中溶解氧質量濃度為0～100 μg/L時，極化電阻隨著氧含量的升高快速增大；在溶液中溶解氧質量濃度超過100 μg/L后，隨著氧含量的升高，極化電阻增大的速率減緩。

在低溫水環境中，當溶解氧含量較低時，碳鋼表面形成由致密的Fe3O4內伸層和疏松的Fe3O4外延層組成的雙層氧化膜結構。疏松的外延層不耐水流沖擊，且對腐蝕性氫離子的進入以及腐蝕產物鐵離子的離開起不到阻擋作用，因此,在這種工作條件下FAC嚴重。當系統內的溶解氧含量達到一定值時，溶解氧會促進Fe3O4氧化膜轉化為Fe2O3氧化膜，表面形成的Fe2O3氧化膜致密、堅硬，FAC會被有效抑制[6]。

2.3 溫度對極化電阻的影響

空冷機組在夏季凝結水溫最高可達到70 ℃(343 K)，在冬季最低可達到40 ℃(313 K)。控制試驗溫度分別為313，323，328，333，343 K，pH約為9.4，溶解氧量為150 μg/L，流速8.5 m/s，測量Q235鋼電極在不同溫度試驗溶液中的表面極化電阻，結果見圖5。

圖5 不同溫度下，Q235鋼電極表面極化電阻Fig. 5 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different temperatures

由圖5可見，Q235鋼電極表面極化電阻與1/T幾乎呈線性關系(y=75 411.4x-196.7，線性相關系數R=0.989)，即溫度越高,FAC速率越大。在低溫(t<150 ℃)條件下腐蝕反應速率為限制因素，因此溫度越高腐蝕越快，溫度繼續升高反應速率受腐蝕產物擴散速率控制會逐漸降低[7]。因此空冷機組在夏季的腐蝕速率應高于在冬季的，機組負荷高時的腐蝕速率應大于負荷低時的。

溫度是影響碳鋼以及低合金鋼FAC的重要因素。溫度越高碳鋼腐蝕反應的速率越快，水相以及蒸汽相的pH越低，腐蝕產物離開基體金屬的速率越快。空冷凝汽器運行溫度條件下，溫度較低，水的氧化能力弱，不能使Fe2+氧化為Fe3+，Fe3O4氧化膜活性高且多孔、疏松，腐蝕產物很容易通過孔隙傳輸，隨著溫度的升高傳質速率加快[8]。在夏季清洗空冷機組以及噴水減溫時，可以將時間盡量選擇在溫度較高的下午。

2.4 流速對極化電阻的影響

試驗控制溫度為50 ℃，pH為9.5，溶解氧質量濃度為20 μg/L，調節溶液流速為1.9，3.5,4.9,7.1，8.5 m/s，測量Q235鋼電極在溶液中的表面極化電阻，結果見圖6。

圖6 不同水流速率下的電極表面極化電阻Fig. 6 Polarization resistance at different flow velocities

由圖6可見，在試驗條件下FAC速率隨著流速的增加而升高，流速增加一方面加速了腐蝕產物(Fe2+)向主體溶液中的傳質速率，另一方面流體流動時對管道產生了剪切力,剪切力越大，管壁氧化層越薄，傳質阻力越小,FAC速率越快[8]。研究表明，FAC主要發生在局部流速較高以及發生湍流的位置；在碳鋼中增加鉻含量可以明顯降低FAC速率。低合金鋼抵抗FAC的能力遠高于普通碳的鋼。通常合金中添加1%(質量分數,下同)鉻就能使FAC速率降到很低，甚至忽略不計[9]，因此在今后的設計選擇時,建議在易發生FAC的部位選擇低合金材料。

試樣在不同流速下試驗后的表面形貌見圖7。由圖7可見，腐蝕坑點零散地分布在電極表面，腐蝕很輕微，隨著流速的增加，極化電阻的減小，電極表面布滿均勻分布著密集的腐蝕坑點，腐蝕逐漸嚴重。

3 結論

(1) 提高空冷凝汽器初凝水pH能有效抑制其FAC速率，在不影響凝結水精處理負擔的情況下可以考慮在低壓缸排氣管加入適量霧化的汽液分配比較低的有機胺來提高初凝水的pH。

(2) 提高溶解氧含量至100 μg/L以上能有效抑制FAC，但實際運行中加氧會影響凝汽器的真空，能否通過加入適量過氧化氫等方式來提高初凝水的溶解氧含量還有待進一步研究。

(3) 溫度升高將提高空冷凝汽器FAC速率，因此夏季運行時要密切監測空冷凝汽器的背壓及凝結水的溫度等參數，及時進行噴水減溫或調節風機轉速等操作。

(4) 流速高對應FAC速率也高，FAC通常發生在流體擾動較大的湍流區域，在變徑或拐彎處等流體擾動較大的部位可使用低合金鋼來抑制FAC。

[1] 孟龍,楊靜,孫本達,等. 直接空冷凝汽器流動加速腐蝕的影響因素[J]. 熱力發電,2014,43(12):118-122.

(a) 1.9 m/s (b) 3.5 m/s

(c) 4.9 m/s (d) 7.1 m/s

(e) 8.5 m/s圖7 放大50倍的電極表面照片Fig. 7 50 times enlarged photo of the electrode surface

[2] 朱愉潔,劉偉,朱華章. 火電廠節水技術研究進展[J]. 北方環境,2013,25(7):38-41.

[3] 曹楚南. 腐蝕電化學原理[M]. 北京:化學工業出版社,2008:127-128.

[4] BINDI C X,JEFFREY H,BARRY D,et al. Flow-accelerated corrosion in power plants[R]. [s,n.],1998.

[5] GB12145-2008 火力發電機組及蒸汽動力設備水汽質量[S].

[6] HILLVIEW A,PALO A. Chemistry effects on flow-accelerated corrosion[R]. [s,n.],2005.

[7] BINDI C,JEFFREY H,BARRY D,et al. Flow-accelerated corrosion in power plants[R]. [s,n.],1998.

[8] WALKER Z H. Managing flow accelerated corrosion in carbon steel piping in nuclear plants[C]//American Society of Mechanical Engineers. California:[s.n.],2004:1-11.

[9] 張桂英,顧宇,邵杰. 核電站汽水管道流動加速腐蝕的影響因素分析及對策[J]. 動力工程學報,2012,32(2):170-176.

Factors Influencing Flow Accelerated Corrosion of Air Cooling Condenser

MENG Long, HANG Wan-qi, SUN Ben-da, GAO Wen-feng

(Xi′an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi′an 710032, China)

The polarization resistance of air cooling conderser using Q235 steel was measured under different conditions. Various factors affecting the flow accelerated corrosion (FAC) of air cooling condenser were evaluated, and corrosion protection measures were proposed. Results show that FAC rate of the air cooling condenser can be inhibited by increasing the initial condensate pH value and dissolved oxygen concentration, and reducing the operation temperature.

air cooling condenser; flow accelerated corrosion (FAC); influence factor

10.11973/fsyfh-201701015

2015-08-23

科研院所技術開發研究專項資金研究規劃項目

孟 龍(1989-),工程師,碩士,從事熱力發電設備的防腐防垢相關研究,15877556158,menglong@tpri.com.cn

TG174

A

1005-748X(2017)01-0065-04