空冷凝汽器流动加速腐蚀的影响因素

孟 龙,黄万启,孙本达,高文锋

(西安热工研究院有限公司,西安 710032)

空冷凝汽器流动加速腐蚀的影响因素

孟 龙,黄万启,孙本达,高文锋

(西安热工研究院有限公司,西安 710032)

测量了空冷凝汽器流用Q235钢在不同试验环境中的表面极化电阻，研究了其流动加速腐蚀(FAC)的各种影响因素,并提出了防护方案。结果表明，提高初凝水的pH，提高初凝水中溶解氧含量，降低空冷凝汽器温度等方式可以抑制空冷凝汽器的流动加速腐蚀。

空冷凝汽器；流动加速腐蚀；影响因素

近年来，我国北方干旱地区兴建的发电机组主要是直接空冷系统，使用空气直接冷却汽轮机的乏汽，极大地节约了水资源。据统计，直接空冷系统比水冷系统节水70%以上[1]。目前，常用碳钢来制造直接空冷凝汽器，耐蚀性较差，且进入空冷凝汽器的乏汽流速较快，高速流动的蒸汽夹杂着水滴冲刷管道表面，导致管道发生单相和汽液两相流流动加速腐蚀(FAC)[2]。本工作对影响流动加速腐蚀的几个重要因素进行了研究，提出了抑制FAC的方法。

1 试验

空冷系统FAC模拟试验在自制的流动加速腐蚀试验台上进行。试验台由试验主回路、水质监控回路以及CP6型综合腐蚀测试仪(大连理工大学)组成。试验中的运行流程如图1所示。

试验电极为Q235碳钢电极，直径2 cm，试验前需对电极依次进行打磨、抛光、酒精清洗、吹干备用。试验前先关闭测量回路，让系统内的水通过树脂柱进行水质净化，监测系统内水的电导率，待电导率小于0.1 μS/cm后，关闭水质净化回路，打开测量回路进行测试。

图1 流动加速腐蚀试验台流程图Fig. 1 The flow chart of flow accelerated corrosion test

由于二电极系统可以减小因测量过程中腐蚀电位漂移引起的测量误差[3],它接近于双方向线性极化电阻，比单方向线性极化电阻测量准确，故试验采用二电极系统进行线性极化，扫描范围为开路电位±10mV,扫描速率为20mV/s 。由面积相同的两个被测电极组成二电极系统，试验中两个电极相对布置，旋紧、固定在电极安装槽内，见图2。

图2 试验电极及其安装槽Fig. 2 Working electrode and the mounting chamber

试验过程中，通过控制电流阶跃法测量溶液电阻，排除溶液电阻对测量结果的影响。待电极在试验溶液中的极化电阻稳定后每隔10 min测一次，计算平均值，试验周期为700 min。一般来说，极化电阻越大腐蚀速率越小，故可根据极化电阻的大小来判断腐蚀的快慢，极化电阻计算公式见式(1)。

式中:Rp为极化电阻;ΔE为两电极的电位差，由于阴极极化电位为负值，所以ΔE=|ΔE阳|+|ΔE阴|;I为流经两电极的电流。

2 结果与讨论

2.1 pH对极化电阻的影响

控制温度为50 ℃，溶液中溶解氧质量浓度为100 μg/L，通过电极的流速为6.2 m/s，加氨调节系统内水的pH为8.80，9.25，9.40，9.50,9.55,9.65,9.75,9.80.9.90，10.00，测量Q235钢电极在不同pH溶液中的表面极化电阻，结果见图3。

图3 不同pH溶液中，Q235钢电极表面的极化电阻Fig. 3 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different pH

由图3可见，随着溶液pH的升高，Q235钢电极表面极化电阻增大，即溶液pH越高，电极的腐蚀速率越小，这表明提高溶液pH可以抑制FAC。

在pH较低的环境中，铁在水中的溶解度较高，金属基体本身的腐蚀速率较大，受高速流动的液相影响，磁性氧化铁保护层也会加速溶解，但若pH为9.6～10.0，FAC的速率就会大幅度下降。空冷凝汽器发生的FAC主要是汽液两相流FAC，在两相流的条件下，腐蚀的根本原因是液相的pH偏低，因此控制空冷凝汽器FAC的关键环节是提高液相pH[4]，热工院曾经通过在凝汽器低压缸排气加入汽液分配系数较小的有机胺解决这个问题。

2.2 溶解氧含量对极化电阻的影响

按照GB/T 12145-2008的规定，直接空冷机组凝结水溶解氧质量浓度应小于100 μg/L，期望小于30 μg/L[5]。空冷机组的溶解氧相对较高，试验控制氧含量分别为<10 μg/L，45～55 μg/L，150～200 μg/L以及200～500 μg/L，加氨控制溶液pH为9.4，温度50 ℃，流速6.2 m/s。测量Q235钢电极在不同溶解氧条件下的表面极化电阻，结果见图4。

图4 不同溶解氧含量下，Q235钢电极表面的极化电阻Fig. 4 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different dissolved oxygen content

由图4可见，溶液中溶解氧质量浓度为0～100 μg/L时，极化电阻随着氧含量的升高快速增大；在溶液中溶解氧质量浓度超过100 μg/L后，随着氧含量的升高，极化电阻增大的速率减缓。

在低温水环境中，当溶解氧含量较低时，碳钢表面形成由致密的Fe3O4内伸层和疏松的Fe3O4外延层组成的双层氧化膜结构。疏松的外延层不耐水流冲击，且对腐蚀性氢离子的进入以及腐蚀产物铁离子的离开起不到阻挡作用，因此,在这种工作条件下FAC严重。当系统内的溶解氧含量达到一定值时，溶解氧会促进Fe3O4氧化膜转化为Fe2O3氧化膜，表面形成的Fe2O3氧化膜致密、坚硬，FAC会被有效抑制[6]。

2.3 温度对极化电阻的影响

空冷机组在夏季凝结水温最高可达到70 ℃(343 K)，在冬季最低可达到40 ℃(313 K)。控制试验温度分别为313，323，328，333，343 K，pH约为9.4，溶解氧量为150 μg/L，流速8.5 m/s，测量Q235钢电极在不同温度试验溶液中的表面极化电阻，结果见图5。

图5 不同温度下，Q235钢电极表面极化电阻Fig. 5 Polarization resistance of Q235 steel electrode in the solution with different temperatures

由图5可见，Q235钢电极表面极化电阻与1/T几乎呈线性关系(y=75 411.4x-196.7，线性相关系数R=0.989)，即温度越高,FAC速率越大。在低温(t<150 ℃)条件下腐蚀反应速率为限制因素，因此温度越高腐蚀越快，温度继续升高反应速率受腐蚀产物扩散速率控制会逐渐降低[7]。因此空冷机组在夏季的腐蚀速率应高于在冬季的，机组负荷高时的腐蚀速率应大于负荷低时的。

温度是影响碳钢以及低合金钢FAC的重要因素。温度越高碳钢腐蚀反应的速率越快，水相以及蒸汽相的pH越低，腐蚀产物离开基体金属的速率越快。空冷凝汽器运行温度条件下，温度较低，水的氧化能力弱，不能使Fe2+氧化为Fe3+，Fe3O4氧化膜活性高且多孔、疏松，腐蚀产物很容易通过孔隙传输，随着温度的升高传质速率加快[8]。在夏季清洗空冷机组以及喷水减温时，可以将时间尽量选择在温度较高的下午。

2.4 流速对极化电阻的影响

试验控制温度为50 ℃，pH为9.5，溶解氧质量浓度为20 μg/L，调节溶液流速为1.9，3.5,4.9,7.1，8.5 m/s，测量Q235钢电极在溶液中的表面极化电阻，结果见图6。

图6 不同水流速率下的电极表面极化电阻Fig. 6 Polarization resistance at different flow velocities

由图6可见，在试验条件下FAC速率随着流速的增加而升高，流速增加一方面加速了腐蚀产物(Fe2+)向主体溶液中的传质速率，另一方面流体流动时对管道产生了剪切力,剪切力越大，管壁氧化层越薄，传质阻力越小,FAC速率越快[8]。研究表明，FAC主要发生在局部流速较高以及发生湍流的位置；在碳钢中增加铬含量可以明显降低FAC速率。低合金钢抵抗FAC的能力远高于普通碳的钢。通常合金中添加1%(质量分数,下同)铬就能使FAC速率降到很低，甚至忽略不计[9]，因此在今后的设计选择时,建议在易发生FAC的部位选择低合金材料。

试样在不同流速下试验后的表面形貌见图7。由图7可见，腐蚀坑点零散地分布在电极表面，腐蚀很轻微，随着流速的增加，极化电阻的减小，电极表面布满均匀分布着密集的腐蚀坑点，腐蚀逐渐严重。

3 结论

(1) 提高空冷凝汽器初凝水pH能有效抑制其FAC速率，在不影响凝结水精处理负担的情况下可以考虑在低压缸排气管加入适量雾化的汽液分配比较低的有机胺来提高初凝水的pH。

(2) 提高溶解氧含量至100 μg/L以上能有效抑制FAC，但实际运行中加氧会影响凝汽器的真空，能否通过加入适量过氧化氢等方式来提高初凝水的溶解氧含量还有待进一步研究。

(3) 温度升高将提高空冷凝汽器FAC速率，因此夏季运行时要密切监测空冷凝汽器的背压及凝结水的温度等参数，及时进行喷水减温或调节风机转速等操作。

(4) 流速高对应FAC速率也高，FAC通常发生在流体扰动较大的湍流区域，在变径或拐弯处等流体扰动较大的部位可使用低合金钢来抑制FAC。

[1] 孟龙,杨静,孙本达,等. 直接空冷凝汽器流动加速腐蚀的影响因素[J]. 热力发电,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图7 放大50倍的电极表面照片Fig. 7 50 times enlarged photo of the electrode surface

[2] 朱愉洁,刘伟,朱华章. 火电厂节水技术研究进展[J]. 北方环境,2013,25(7):38-41.

[3] 曹楚南. 腐蚀电化学原理[M]. 北京:化学工业出版社,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 火力发电机组及蒸汽动力设备水汽质量[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] 张桂英,顾宇,邵杰. 核电站汽水管道流动加速腐蚀的影响因素分析及对策[J]. 动力工程学报,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

科研院所技术开发研究专项资金研究规划项目

孟 龙(1989-),工程师,硕士,从事热力发电设备的防腐防垢相关研究,15877556158,menglong@tpri.com.cn

TG174

A

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