燃煤電廠纖維增強塑料排煙內筒事故溫度性能研究

趙迪宇，侯銳鋼

(華東理工大學 材料科學與工程學院，上海200237)

0 引言

纖維增強塑料排煙筒因其優異的耐腐蝕性能、良好的結構可設計性、綜合成本低等特性[1-3]被廣泛應用于燃煤電廠濕法脫硫防腐蝕方案。排煙筒在使用過程中會面臨不同溫度環境，其中短時異常的高溫煙氣會對纖維增強材料的力學性能產生影響。

龔雨饒等[4]對6層正交編織玻璃纖維織物/環氧樹脂復合材料在40 ℃、55 ℃、65 ℃、75 ℃、115 ℃等溫度點下進行彎曲力學性能測試，結果表明，隨著試驗溫度的上升，試樣達到最大破壞載荷時的撓度降低，在高溫作用下，試樣呈現出塑性失效破壞，試樣的彎曲強度、彎曲模量下降明顯。陳家正等[5]對CF/PPEK、CF/PPES復合材料在20 ℃、150 ℃、200 ℃、250 ℃等溫度點對試樣進行彎曲、拉伸力學性能試驗，結果表明兩種材料的高溫力學性能隨溫度的上升而下降，在200 ℃時，兩種材料的高溫力學性能保留率在60%以上。E.U.Chowdhury[6]等以玻璃纖維/環氧樹脂復合材料作為實驗材料，制備拉伸試樣、搭接接頭試樣，測試溫度在室溫至200 ℃范圍內，結果表明，試樣的拉伸強度在試樣基體樹脂的Tg(玻璃化轉變溫度)時損失約50%性能，在200 ℃時，仍能保持約40%的拉伸強度性能，搭接接口試樣在溫度達到試樣基體樹脂的Tg，損失約90%性能。

纖維增強塑料對高溫的耐受能力與溫度作用的持續時間密切相關，以往的工況溫度設計一般以工程經驗為主，而未將工況溫度與排煙筒材料性質相關聯，本文以燃煤電廠為代表，結合國內外標準中相關定義[7-9]，結合材料基體樹脂性能，對可能出現的狀況加以歸納后，將可能出現的狀況分為3種設計狀況，以此來包絡實際可能出現的各種情況(見表1)。

本文以纖維增強塑料排煙筒結構作為實驗材料，對其在短暫態、偶然態工況下進行高溫彎曲性能測試，分析基本結構單元在事故溫度下可用性。并對實際20 mm厚度結構層進行溫度場計算。研究可為國家標準《纖維增強塑料排煙筒工程技術標準》的制定提供依據。

表1 纖維增強塑料排煙筒不同工況分類
Tab.1 Working condition of FRP chimney

工況條件溫度持續時間描述持久態Td1機組正常工作時間

注：Td1

1 實驗部分

1.1 排煙內筒結構

纖維增強塑料排煙內筒的筒體結構整體可分為功能內襯層(Functional lining layer)、結構層(Structural layer)、外表面保護層(Outer layer)以及手糊接口等部分，圖1為纖維增強塑料排煙筒的結構示意圖。其中主體結構層是纖維增強塑料排煙筒的最重要承力結構，主要通過纏繞工藝制備而成。

圖1 纖維增強塑料排煙筒結構示意圖
Fig.1 Structure diagram of FRP chimney

1.2 實驗材料與儀器

材料：基體樹脂選擇Atlac430YT阻燃型乙烯基樹脂(金陵力聯思樹脂有限公司)。所使用的增強纖維為:1)玻璃纖維纏繞紗WD(528 g/m2)(歐文斯科寧復合材料有限公司)；2)玻璃纖維單向布UF(430 g/m2) (歐文斯科寧復合材料有限公司)；3)玻璃纖維短切氈MC(300 g/m2) (歐文斯科寧復合材料有限公司)。固化劑選擇過氧化甲乙酮NOROXMEKP-925H(上海碩津貿易有限公司)，促進劑選擇環烷酸鈷NL-49(天津阿克蘇諾貝爾過氧化物有限公司)，其中助劑的規格為工業級，基體樹脂的主要參數如表2所示。

儀器：CP6590雕刻機(洛克機電系統工程上海有限公司)，高低溫試驗系統(E44.304，中國美特斯工業系統有限公司)。

表2 基體樹脂主要性能參數
Tab.2 Performance of resin casting

1.3 試樣制備

纏繞成型主體結構層復合材料的制備工藝如圖2所示，主要分為以下幾個步驟：

1) 原材料和模具準備。樣板制備前先準備好試驗所需的纏繞紗、單向布及短切氈，其中單向布及短切氈應事先裁剪成模具大小的尺寸；配制樹脂膠液并抽真空，樹脂、固化劑、促進劑的質量比例為100∶1∶0.5；清理模具，并在平板模具上鋪設一層聚酯薄膜。

2) 纏繞成型。按照纏繞成型主體結構層復合材料按表3設計的鋪層結構進行鋪設，當樹脂完全浸透纖維后，再鋪設下一層纖維，在纖維鋪設過程中注意單向布的鋪設方向應垂直于纏繞紗的纏繞方向。鋪設短切氈時應保證樹脂完全浸潤纖維，并借助壓輥趕走氣泡。待所有纖維均鋪設完畢后，在層板表面覆上一層聚酯薄膜，并用刮板刮平，仔細排出氣泡。

3) 脫模、后固化。常溫固化24 h后，將復合材料層合板從模具上脫下。

圖2 纏繞成型復合材料層合板的制備
Fig.2 Winding preparation process of composite laminate

表3 試樣鋪層結構
Tab.3 Laminated structural unit

編號鋪層結構厚度/mmS-Ⅰ[WD/UF/WD/UF/WD/MC/WD]13.0±0.1S-Ⅱ[WD/UF/WD/UF/WD/MC/WD]26.0±0.1S-Ⅲ[WD/UF/WD/UF/WD/MC/WD]39.0±0.1

注： 下標表示疊加次數。

1.4 高溫彎曲性能測試

測試方法參照GB/T 9979—2005《纖維增強塑料高低溫力學性能試驗準則》[10]，力學性能試驗加載速度設置為2 mm/min，分別在不同溫度條件下測試彎曲性能(圖3)。在測試之前，將樣品在所需的測試溫度設置下放置在環境室中保溫20 min，確保試樣達到均溫后再進行測試。測試彎曲試樣尺寸為h×15 mm×20h(h為試樣厚度，見表3)，測試數目為每組6根試樣。

圖3 高溫力學性能測試
Fig.3 High temperature performance test

短暫態工況下測試溫度為短暫態溫度最大值105 ℃，分別保溫30 min、60 min、90 min、120 min后進行測試，偶然態工況下測試溫度為偶然態溫度最大值120 ℃，分別保溫10 min、20 min、30 min后進行測試。

2 結果與分析

2.1 短暫態工況結果與分析

短暫態工況下試樣在不同保溫時間下的彎曲強度如表4所示。

各時間點下結構層彎曲強度保留率趨勢如圖4所示，在105 ℃條件下，S-Ⅰ、S-Ⅱ、S-Ⅲ結構在保溫120 min后，彎曲強度分別為其初始強度的61.27%、59.30%、66.21%。在短期工況溫度下，達到最大持續時間120 min時，材料的彎曲強度保留率可維持在60%，隨著時間的增加，基體樹脂與增強纖維的界面的傳遞載荷能力下降，導致抗彎強度下降[11-12]。

表4 短暫態工況不同結構彎曲強度(平均值±標準誤差)
Tab.4 Flexural strength in trouble state(mean ± SEM)

時間/minS-Ⅰ/MPaS-Ⅱ/MPaS-Ⅲ/MPa0220.56±12.09282.45±11.61254.18±12.1030181.90±11.67215.75±11.61219.40±15.6060169.37±10.39195.40±16.61193.10±13.4490158.70±11.23179.50±13.70190.30±11.90120137.15±9.35167.50±12.53168.30±12.90

圖4 短暫態工況下彎曲強度保留率
Fig.4 Retention rate of flexural strength in trouble state

在105 ℃下，分別在高低溫箱內維持該溫度30 min、60 min、90 min、120 min，3種結構的彎曲模量如表5所示，各時間點下結構層彎曲彈性模量保留率趨勢如圖5所示，對于短期工況的最大值，為基體樹脂的熱變形溫度，隨著溫度的上升，基體樹脂會逐漸軟化，熱量的增加使聚合物鏈之間的流動性增加,基體樹脂在此狀態下易發生變形。

表5 短暫態工況不同結構彎曲模量(平均值±標準誤差)
Tab.5 Flexural modulus in trouble state(mean ± SEM)

時間/minS-Ⅰ/MPaS-Ⅱ/MPaS-Ⅲ/MPa04 236.7±250.116 324.4±901.711 690.2±520.1303 057.1±212.011 633.3±823.09 016.6±600.5602 860.9±231.110 431.2±965.27 724.3±708.2902 603.0±210.79 051.9±806.16 322.3±620.31202 442.7±206.58 923.6±861.45 929.9±532.1

圖5 短暫態工況下彎曲彈性模量保留率
Fig.5 Retention rate of flexural modulus in trouble state

對于不同工況條件下結構層材料性能，也可以用性能保留率來衡量，據國家標準GB/T 11026.2《電氣絕緣材料耐熱性》[13]中對纖維增強復合材料的長期耐熱溫度的判定，本文選擇(彎曲強度保留率+彎曲模量保留率)/2=50%作為彎曲性能保留率基準值。在短暫態工況條件下，3種結構層材料的終期性能保留率如表6所示，暴露后120 min，3種結構的性能保留率均維持在60%左右，表明短暫態工況(105 ℃、120 min)工況設計合理、可用。

表6 短暫態終期性能保留率
Tab.6 Performance retention rate in trouble state

時間/minS-Ⅰ/%S-Ⅱ/%S-Ⅲ/%12057.56±1.3456.98±2.4358.47±2.89

在實際應用過程中，結構層外并不直接暴露在煙氣溫度下，而是由內襯層直接與煙氣接觸。在非正常工作工況條件下，需考慮結構層實際受熱溫度，在纖維增強塑料排煙筒設計過程中，結構層的最大應用溫度是一個重要指標。

以套筒式排煙筒(通常以纖維增強塑料排煙筒作為內筒，鋼筋混凝土外筒結構作為外筒的形式)為例，排煙筒內部的傳熱主要為煙氣到內襯層內表面對流傳遞，通過內襯層、結構層傳導熱量，最終傳遞至混凝土筒壁外表面。圖6為套筒式排煙筒各層結構及溫度傳遞示意。

根據相關工程經驗，可以給定內筒內表面、混凝土外表面的換熱系數，以及內外表面的溫度，來計算排煙筒各層結構的溫度分布。

當僅考慮筒壁方向的熱傳遞時，可簡化為一維導熱微分方程[14-15]：

(1)

式中，T為溫度，t為傳遞時間，k為熱導率，c為材料的比熱容，ρ為密度，x為厚度。對偶然態工況采取筒壁方向的一維穩態傳導[16-17]計算，則有

(2)

結合邊界條件

(3)

式中，δ為排煙筒厚度，tw1，tw2為內外表面溫度根據(2)、(3)穩態溫度場偏微分方程，結合各層熱阻分布，排煙筒各點的受熱溫度可計算如下：

(4)

式中，Tcj為計算點j的受熱溫度(℃)；Tgas為煙氣或工業尾氣溫度(℃)；Ta為空氣溫度(℃)；Rtot為纖維增強塑料排煙筒筒壁、空氣層、鋼筋混凝土外筒壁等總熱阻(m2·K/W)；Rin為內襯內表面的熱阻(m2·K/W)；Ri為第i層熱阻(m2·K/W)。

圖6 套筒式排煙筒各層結構及溫度傳遞
Fig.6 Heat transfer in FRP chimney

對于套筒式排煙筒，各層熱阻以及總熱阻可分別按式(5)～(10)進行計算：

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

本文根據福建華電邵武能源有限公司二期2×660 MV燃煤電廠實際工作條件，不設旁路煙氣煙道，煙囪設計運行基本參數如表7、8所示，其中排煙筒內筒總厚度20 mm(內襯層厚度2.5 mm，外保護層1 mm)。

表7 排煙筒基本參數
Tab.7 Basic parameters of chimney

項目數值纖維增強塑料內筒直徑7 m內筒總厚度20 mm內襯層厚度2.5 mm結構層厚度16.5 mm混凝土筒壁厚度0.3 m短暫態溫度90 ℃(內筒內表面傳熱系數為33 W/(m2·K)偶然態溫度120 ℃(內筒內表面傳熱系數為38 W/(m2·K)內筒熱導率0.29 W/(m·K)密度1 800 kg/m3比熱容1 170 J/(kg·K)

表8 不同環境溫度參數
Tab.8 Different ambient temperature parameters

項目極端條件溫度/℃筒壁外表面傳熱系數/(W/(m2·K))夏季4112冬季-2123

根據燃煤電廠現有案例，取短暫態工況最大溫度Td2為105 ℃，對各層的溫度傳遞進行計算。由表9、10可知，在夏季極端溫度下，結構層與功能內襯層交界處溫度為97.28 ℃，結構層平均溫度為88.06 ℃，冬季極端溫度下，結構層與功能內襯層交界處溫度為89.83 ℃，結構層平均溫度為71.71 ℃，由此，在兩種極端溫度下，在短暫態工況短時間內結構層的溫度維持在低于基體樹脂熱變形溫度20 ℃以下，可保持在良好的結構、力學性能保留率。

表9 夏季極限溫度短暫態溫度分布
Tab.9 Temperature transfer in trouble state(summer extreme temperature)

類別溫度/℃直徑/m熱阻/(m2·K/W)A148.81—0.008A265.019.6390.018A380.169.0390.019A481.037.0390.001A595.097.0370.015A697.287.0050.003內表面換熱——0.009

注：A1為鋼筋混凝土筒壁外表面，A2為鋼筋混凝土筒壁內表面,A3為空氣層與外表面交界處，A4為結構層與外表面保護層交界處,A5為結構層與內襯層交界處，A6為內襯層內表面，表10同。

表10 冬季極限溫度下短暫態工況溫度場分布
Tab.10 Temperature transfer in trouble state(winter extreme temperature)

類別溫度/℃直徑/m熱阻/(m2·K/W)A1-5.850—0.008A226.419.6390.018A356.189.0390.019A457.907.0390.001A585.527.0370.015A689.837.0050.003內表面換熱——0.009

2.2 偶然態工況結果與分析

偶然態工況下試樣在不同保溫時間下的彎曲強度如表11所示。

在達到120 ℃設置溫度后下，S-Ⅰ、S-Ⅱ、S-Ⅲ結構保溫總時間達到50 min后，彎曲強度分別約為其初始室溫強度的55.99%、 49.86%、 51.73%。在燃煤電廠工況中，偶然態工況持續時間較短，一般不超過30 min，若超過30 min，則一般需要停機維護。設計的偶然態溫度達到了樹脂的玻璃化轉變溫度，在此溫度下，材料內部狀態發生改變，性能大幅下降。

表11 偶然態工況不同結構彎曲強度(平均值±標準誤差)
Tab.11 Flexural strength in break-down state(mean ± SEM)

時間/minS-Ⅰ/MPaS-Ⅱ/MPaS-Ⅲ/MPa0220.56±12.09282.45±12.80254.18±12.1030122.30±9.39151.55±12.20136.90±11.5740120.34±11.20146.70±13.78130.10±9.2050123.50±9.98140.85±12.10131.50±8.95

各時間點彎曲強度保留率如圖7所示，可以看到在3種結構在不同時間下，彎曲強度保留率均維持在50%左右。

圖7 偶然態工況下彎曲強度保留率
Fig.7 Retention of flexural strength at break-down state

偶然態工況下試樣在不同保溫時間下的彎曲彈性模量如表12所示，各時間點彎曲模量保留率如圖8所示，在120 ℃，基體樹脂由玻璃態向粘彈態轉變，基體樹脂的剛性下降，導致材料的彎曲彈性模量下降。

表12 偶然態工況不同結構彎曲模量(平均值±標準誤差)
Tab.12 Flexural modulus in break-down state(mean ±SEM)

時間/minS-Ⅰ/MPaS-Ⅱ/MPaS-Ⅲ/MPa04 236.7±250.116 324.4±901.711 690.2±520.1302 544.8±158.28 558.1±404.56 524.3±369.0402 220.8±123.77 793.9±378.15 916.6±300.8502 081.2±105.17 480.6±410.45 829.9±310.2

通過高低溫箱模擬煙氣溫度的上升至120 ℃(過程耗時約10 min)，隨后保溫若干時間，來模擬偶然態工況下煙氣溫度、持續時間對排煙內筒復合材料的影響。

在偶然態工況條件下，3種結構層材料的終期性能保留率如表13所示，保溫總時間超過50 min后，3種結構的性能保留率低于50%。根據測試條件，在溫度達到測試溫度后，保溫20 min，確保試樣整體達到均溫狀態后，應避免試樣達到120 ℃后，溫度持續時間超過30 min?？芍诳倳r間達到50 min后，3種結構的彎曲性能保留率略低于50%的臨界點。

圖8 偶然態工況下彎曲彈性模量保留率
Fig.8 Retention of flexural modulus at break-down state

表13 偶然態終期性能保留率
Tab.13 Performance retention rate in break down state

總時間/minS-Ⅰ/%S-Ⅱ/%S-Ⅲ/%3057.76±2.1053.05±1.5652.56±1.234053.49±2.6549.84±1.8950.8±1.705052.56±1.9047.84±2.3347.83±2.35

由于偶然態工況持續時間較短(不超過30 min)，一般無法達到排煙筒各部位溫度穩定分布的狀態，進一步對偶然態工況下進行溫度、時間傳遞的非穩態溫度傳遞計算，當考慮非穩態計算時，關于時間t的微分不為0，即變為

(11)

可以將筒壁內部分成“塊”，假定每部分傳熱過程中始終保持基本均勻，每一部分的溫度可以取為時間T(t)的函數。 利用這種理想化的傳熱分析稱為集總系統分析，可以提供了極大的簡化，而不會犧牲精度。溫度傳遞模型如圖9所示。

此外還需要指定邊界條件(內表面和外表面的熱流)和初始條件(排煙內筒壁內外的初始溫度分布)，以便找到該微分方程的解[18-20]。

圖9 瞬態熱傳導模型
Fig.9 Transient heat conduction model

具體推導過程如下：

第一步將偏微分方程(1)轉換為具有有限差分的遞推關系。在位置x處的時間上的一階數變為

(12)

另外將時間t的二階導數變為

T(x+Δx,t)),

(13)

將這些近似值插入到原始方程中以獲得遞歸關系，從而得到近似解:

2T(x,t)+T(x+Δx,t)),

(14)

式(14)的關系適用于筒節的內部部分，但不適用于內外筒壁。對于排煙內筒的內表面：

T(0,t+Δt)=T(0,t)+

(15)

式中，Qin為內部熱流量。

對于外表面，需要考慮對周圍的對流和輻射熱傳遞：

(16)

式中，Qout為外部流出熱流

根據已有材料參數(表7)，結合上述公式，將系統近似為有限差分方程，根據工程實際，設定正常運行時的煙氣溫度為55 ℃，對應的內筒外表面溫度為35 ℃，編寫程序腳本對其進行數值積分，分別對煙氣溫度短時上升為120 ℃、135 ℃、150 ℃、165 ℃、180 ℃、200 ℃條件下排煙內筒筒壁方向的一維瞬態溫度分布計算

在煙氣排放過程中，由于排煙筒筒壁內外存在溫差，溫度分布并非均勻，故在工程設計中，一般以筒壁方向厚度中點的溫度來表征筒節的可用溫度，根據圖10以及瞬態熱傳導計算，可知在偶然態工況下溫度(120 ℃)，煙氣溫度持續作用30 min后，在120 ℃下排煙筒結構層的中心點溫度約為75 ℃，在正常使用溫度范圍內。而當煙氣溫度上升到200 ℃后，排煙筒的中心點溫度高于樹脂的熱變形轉化溫度。

3 結論

1) 在試樣保溫20 min的基礎上，分別繼續對試樣在短暫態工況(105 ℃)保溫120 min、偶然態工況(120 ℃)保溫30 min，試樣的終期性能保留率均高于50%，兩種工況設計合理。

圖10 不同煙氣溫度下排煙筒筒節瞬態熱傳導
Fig.10 Transient heat conduction under different gas temperature

2) 在短暫態工況下對筒節的溫度場進行穩態熱傳導計算表明，結構層最大受熱溫度88.1 ℃，結構層與內襯層交界處的溫度最高維持樹脂的熱變形溫度-20 ℃以下，其性能保留率可用。

3) 對偶然態工況采用瞬態熱傳導表明經過30 min熱傳遞，筒節中心處溫度在75 ℃左右，表明偶然工況設計合理，而30 min時間內的煙氣極限溫度不應超過200 ℃。