濕法煙氣脫硫裝置的腐蝕與防護
2019-03-06 12:28:47
作者：本網整理 來源：百度文庫
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1 引言
火電廠濕法煙氣脫硫環保技術因其脫硫率高、煤質適用面寬、工藝技術成熟、穩定運轉周期長、負荷變動影響小、煙氣處理能力大等特點，被廣泛地應用于各大、中型火電廠，成為國內外火電廠煙氣脫硫的主導工藝技術。但該工藝同時具有介質腐蝕性強、處理煙氣溫度高、SO2吸收液固體含量大、磨損性強、設備防腐蝕區域大、施工技術質量要求高、防腐蝕失效維修難等特點。因此，該裝置的腐蝕控制一直是影響裝置長周期安全運行的重點問題之一。本文力求通過對火電廠濕法脫硫裝置腐蝕介質及環境的分析，明確濕法煙氣脫硫裝置腐蝕介質及環境的特點，結合我國現有防腐蝕技術水平，總結國內外濕法脫硫裝置防腐蝕實踐經驗，提出實用、經濟、安全的防腐蝕對策。
2 濕法煙氣脫硫裝置的腐蝕機理
煙氣脫硫裝置中的腐蝕源主體為煙氣中所含的SO2。當含硫煙氣處于脫硫工況時，在強制氧化環境作用下，煙氣中的SO2首先與水生成H2SO3及H2SO4，再與堿性吸收劑反應生成硫酸鹽沉淀分離。而此階段，工藝環境溫度正好處于稀硫酸活化腐蝕溫度狀態，其腐蝕速度快，滲透能力強，故其中間產物H2SO3及H2SO4是導致設備腐蝕的主體。此外，煙氣中所含NOX、吸收劑漿液中的水及水中所含的氯離子（海水法氯離子腐蝕影響更大）對金屬基體也具有腐蝕能力。
稀硫酸屬非氧化性酸，此類酸對金屬材料的腐蝕行為宏觀表現為金屬對氫的置換反應。從腐蝕學理論上可解釋為氫去極化腐蝕過程（亦稱析氫腐蝕）。就常用材料碳鋼及不銹鋼而言，兩種材料在稀硫酸環境中均處于活化腐蝕狀態，但腐蝕機理又略有不同。碳鋼在稀硫酸或其它非氧化性酸溶液中的腐蝕屬于陽極極化及陰極極化混合控制過程。這是因為鐵的溶解反應活化極化較大，同時氫在鐵表面析出反應的過電位也較大，故兩者同時對腐蝕過程起促進作用， 導致腐蝕速度加快。而不銹鋼在稀硫酸中的腐蝕屬于陽極極化控制過程，這是因為不銹鋼在稀硫酸介質中仍能產生一定程度的鈍化，金屬離子必須穿透氧化膜才能進入溶液，因此陽極極化作用大于陰極極化。但在煙氣脫硫中，仍有幾種變化影響：一是在濕法煙氣脫硫中，為保證生成物結晶效果，必須強制氧化。當介質中有富氧存在時，不銹鋼表面上的鈍化膜缺陷易被修復，因而腐蝕速率降低。但因同時具有固體顆粒磨損作用及介質Clˉ存在，其鈍化膜易被Clˉ或固體顆粒磨損作用破壞，從而使腐蝕速率大大增加。Clˉ的破壞原因可能是由于Clˉ具有的易氧化性質導致的。Clˉ容易在氧化膜表面吸附，形成含氯離子的表面化合物，由于這種化合物晶格缺陷較多，且具有較大的溶解度，故會導致氧化膜的局部破裂。此外，吸附在電極表面的離子具有排斥電子能力，也促使金屬的離子化，但陽極極化仍是主要的。故通常的碳鋼或不銹鋼在此環境中均不適用。國外經多年對金屬材料的篩選試驗，最后將適用金屬材料定位在鎳基合金上，并建設了若干中、小裝置。但由于鎳基合金價格昂貴，大型煙氣脫硫設備制做成本太高，其用材開發逐漸轉到碳鋼—有機非金屬襯里復合材料技術路線上來，并獲得了實用性成果。因此，討論有機非金屬襯里在煙氣脫硫裝置的腐蝕與防護問題非常必要。鑒于化學腐蝕在非金屬材料腐蝕設計選材正確的前提下，是較緩慢的過程，而物理腐蝕破壞則是常見的襯里失效破壞，故本文主要討論有機非金屬襯里的物理腐蝕破壞。
3 火電廠濕法煙氣脫硫裝置腐蝕區域及設備構成
盡管濕法煙氣脫硫技術種類很多，但就其腐蝕環境區域構成而言，主要分為三個部分：一是煙氣輸送及熱交換系統；二是煙氣含SO2的吸收及氧化系統；三是吸收劑（石灰石漿液）傳輸及回收系統。圖1為濕法空塔吸收煙氣脫硫裝置工藝流程示意圖。
本文僅以空塔吸收工藝為例，說明濕法煙氣脫硫裝置各腐蝕區域的防腐蝕設備構成。
3.1 煙氣輸送及熱交換系統：
該系統主要包括：換熱器及原煙氣進口煙道、換熱器原煙氣出口至吸收塔進口煙道、吸收塔凈煙氣出口至除霧器、除霧器至換熱器凈煙氣進口煙道、換熱器凈煙氣出口煙道至煙囪、原煙氣旁路煙道至煙氣擋板、煙氣增壓風機。
3.2 SO2吸收及氧化系統：
該系統主要包括：吸收塔、氧化池、氧化空氣注入管、塔內支撐架。
3.3 吸收劑（石灰石漿液）傳輸及回收系統：
該系統主要包括：石灰石漿液儲罐、漿液集管、漿液噴射頭、石膏漿液儲罐、廢水儲罐、過濾水儲罐、事故漿池、漿液排放溝、廢水排放溝、真空帶式過濾機、水力分離器、漿液循環管、漿液泵，循環泵等。
4 濕法煙氣脫硫裝置各腐蝕區域的腐蝕分析
4.1 煙氣輸送及熱交換系統
4.1.1 該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境
該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境為兩類：一是經流換熱器原煙氣進口煙道、換熱器降溫段、換熱器原煙氣出口至吸收塔進口煙道、原煙氣旁路煙道、煙氣擋板的高溫（170-110℃）含塵（3-5%）含SO2（1-4%）原煙氣；二是經流吸收塔凈煙氣出口至除霧器、除霧器至換熱器凈煙氣進口煙道、煙氣增壓風機、換熱器升溫段的低溫（45-90℃）除塵（0.3-0.5%）脫SO2（3×10-4-4×10-4）凈煙氣。
4.1.2 該系統主要腐蝕特點分析
（1） 亞硫酸露點腐蝕：高溫原煙氣在正常運行條件下因無水份存在，對裝置幾乎無腐蝕，但在三種情形下將導致腐蝕。一是列管式換熱器管程因某種原因穿孔，導致冷卻水泄漏，致使高溫原煙氣所含SO2與水反應生成亞硫酸，形成高溫亞硫酸還原性腐蝕。二是回轉式蓄熱換熱器清洗水外瀉或蓄集形成高溫亞硫酸還原性腐蝕。三是在裝置開停車時，因環境大氣濕度影響，裝置內殘留的氣態SO2被鋼基體表面凝聚水吸收生成亞硫酸，形成亞硫酸露點腐蝕（雖然煙道外保溫可延遲鋼基體表面凝聚水生成時間，但無法完全防止該類腐蝕的形成）。低溫凈煙氣雖只殘存少量SO2且經除霧器除去大部分水霧，但微量水和SO2的存在及環境大氣濕度在裝置開停車時形成的鋼基體表面凝聚水仍會形成緩慢的亞硫酸還原性露點腐蝕（如重慶珞璜除霧器出口凈煙氣煙道，原設計不防腐，經多年運行可看到明顯腐蝕現象，現已實施鱗片防腐）。
（2） 防腐蝕襯層高溫熱應力失效：鑒于上述腐蝕因素的存在，通常在原煙氣流經區域采用1.2～1.5mm厚耐高溫鱗片涂料防腐，但在實際使用中該區防腐蝕襯層時常發生龜裂、開裂、剝落等腐蝕失效現象，其原因主要有三：一是由于火電廠環保脫硫裝置開停車較頻繁，使生成的熱應力處于間歇性交變狀態中，加速襯層的熱應力腐蝕失效；四是鱗片涂層屬脆性材料，襯層內熱應力的長期存在，特別是在熱應力交變期內易導致涂層龜裂、開裂、剝落等物理腐蝕失效；二是襯里材料選擇不合理，樹脂耐溫能力不足，在高溫熱應力作用下形成熱應力開裂。三是在襯層施工中，存在有襯層厚薄不均、界面粘接不良、固化劑分布不均等局部質量缺陷，使環境熱應力易于在襯層薄弱處形成應力集中，導致襯層熱應力破壞。
（3） 防腐蝕襯層煙塵磨損失效：在配套有電除塵設備的火力發電裝置中，該類腐蝕失效雖有但并不嚴重，若無電除塵設備，由于煙氣中含有大量粉塵，則磨損較嚴重。低溫凈煙氣煙道因含塵量極小，此類腐蝕失效可不作重點考慮。
（4） 防腐蝕襯層高溫碳化燒蝕失效：正常情況下從電除塵排出的原煙氣溫度為140～150℃，此溫度不足以使耐高溫鱗片襯里高溫碳化燒蝕，但當鍋爐的蒸汽預熱器、省煤器、空氣預熱器等設備運行不正常時，電除塵排出的原煙氣溫度將達160℃以上，此溫度將導致大多數耐高溫鱗片襯里材料由表及里緩慢高溫碳化，此類襯里材料碳化并不嚴重影響襯里的完整性及耐蝕性，但襯里一旦因熱應力作用形成開裂，則裂紋的發展加快，介質沿裂紋滲透速度加快，導致襯里局部整塊剝離。當溫度超過180℃時，長期高溫作用會導致大多數耐高溫鱗片襯里由表及里燒蝕煙化，此種情形將導致襯里嚴重失強減薄，其腐蝕破壞是致命的。
（5） 液滴沖擊磨蝕：當高速流動的煙氣中夾帶水滴（形成雙相流）時，易對煙道壁襯里，特別是對迎風面煙道壁襯里（如導流板及彎煙道壁）產生液滴沖擊磨蝕（即空泡腐蝕），形成力學疲勞破壞。水相來源一是換熱器的清洗水，二是列管式換熱器的泄漏水。因液滴在煙氣中分布的隨機性和液滴的獨立存在特點，使襯層承受著連續點擊交變沖擊作用，導致襯層力學疲勞破壞。
（6） 襯里震顫疲勞破壞：襯層在下述條件下易產生震顫疲勞破壞：一是該區煙道結構設計強度、剛性不足，特別是煙道布置受環境所限彎道、過流截面變化較大時，高速流動的煙氣在煙道中過流時會因彎道及過流截面變化的影響，產生較大的壓力變化，形成不穩定流動，導致煙道結構震顫，使本來就高溫失強的襯里形成疲勞腐蝕開裂，嚴重時形成大面積剝落。二是在煙道結構強度設計時，出于結構補強需要，采用細桿內支承補強，當高速流動的煙氣在煙道中過流時，因煙氣沖擊壓力作用引發支承細桿抖動變形，導致支承桿與煙道壁焊接區襯層開裂。由于煙氣引發的結構震顫是通過襯層傳導給金屬基體的，而襯層與基體是通過界面底漆粘接聯接的，故此類破壞往往發生在界面底漆粘接層，其對襯層的破壞是非常致命的。
4.2 SO2吸收及氧化系統：
4.2.1 該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境
該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境為三類：一是煙氣中所含的SO2。當含硫煙氣處于脫硫工況時，在強制氧化環境作用下，煙氣中的SO2首先與水反應生成H2SO3及H2SO4，再與堿性吸收劑反應生成亞硫酸鹽，經強制氧化生成硫酸鹽沉淀分離。而此階段，工藝環境溫度正好處于稀（亞）硫酸活化腐蝕溫度狀態，其腐蝕速度快，滲透能力強，故其中間產物H2SO3及H2SO4是導致設備腐蝕的主體。二是煙氣中所含NOX、吸收劑漿液中的水及石灰石、水中所含的氯離子對金屬基體具有一定腐蝕能力。三是吸收塔入口煙道及噴漿區環境溫度急變，吸收劑漿液中固體含量大，其溫差熱應力及固態料對襯層具有較強的腐蝕破壞能力。
4.2.2 該系統主要腐蝕特點分析
（1） 防腐蝕襯層稀（亞）硫酸滲透失效：導致介質滲透腐蝕失效原因有三：一是室溫條件下固化成型的有機非金屬樹脂均為非致密體，固化樹脂基體中存有大量的分子級空穴；二是襯里材料均為復合材料，不同相材料界面間總存在有界面孔隙；三是襯里材料在混配、施工過程中，必然會生成微氣泡、微裂紋等缺陷。這就為介質遷移性滲透提供了通道。可以說，正是襯里自身具有的這些固有缺陷，導致腐蝕介質滲透的不可避免性。橡膠及鱗片襯里之所以被選擇為煙氣脫硫裝置的適用防腐蝕襯里技術，鱗片襯里是因其具有優異的抗滲透能力，橡膠是因其為壓延成型故膠板致密性好。
（2） 防腐蝕襯層熱應力腐蝕失效：導致該區應力腐蝕失效原因除上述原因外，還應特別注意吸收塔內噴漿區環境狀態，該區為高溫原煙氣與低溫吸收劑漿液交匯區（溫度由120～110℃降至45～50℃），對該區防腐襯層而言，溫度急變將導致處于不同溫度區的襯層熱膨脹狀態不一樣，形成不均勻熱應力，其破壞性較恒定熱環境下的熱應力大得多。應力的存在增加了襯層內及界面間微裂紋及界面孔隙等缺陷，且為缺陷發展及介質滲透創造了條件。吸收塔非噴漿區及氧化區，由于環境溫度較低，熱應力小，襯層的應力腐蝕失效易較小。
（3） 防腐蝕襯層固體物料磨損腐蝕失效：在脫硫氧化體系中，固體物料除煙氣所帶粉塵外還有作為吸收劑的石灰石漿液及脫硫生成物硫酸鈣。導致襯層固體物料磨損腐蝕失效的原因有五：一是石灰石漿液經漿液泵從噴漿管帶壓噴出，在與煙氣中SO2反應過程中，同時沖刷襯層表面；二是吸收漿液自重落體對襯層產生較強的磨損能力。三是在高溫環境下，樹脂具有高溫失強，橡膠具有高溫熱老化等特性，使襯層本體強度降低或材質硬化，使磨損更為嚴重。四是吸收塔為現場拼焊制作，表面凹凸不平，其凸起部位更易因磨損而破壞。五是吸收塔氧化池底部因工藝機械攪拌及空氣攪拌作用亦產生較強的磨損。
（4） 防腐蝕襯層機械力損傷失效：此種情形主要發生在設備內件吊裝及檢修時，特別應關注吸收塔氧化池底部氧化空氣對底部襯層的吹沖破壞及空氣管檢修時人為機械損傷。
（5） 含亞硫酸熱蒸汽腐蝕區：該區指吸收塔原煙氣入口延長段，在該區域，高溫原煙氣與低溫吸收劑漿液交匯，漿液中的水被汽化并吸收原煙氣中的SO2生成含H2SO3水蒸汽，受汽化擴散能的作用向入口延長段擴散并進一步被高溫原煙氣加熱，經一段時間后達到平衡，在此區形成具有熱沖擊、間歇性交變熱應力作用特征的含亞硫酸熱蒸汽腐蝕環境，特別是當該區設有冷卻噴淋水時，該區還同時伴隨著空泡腐蝕作用，其腐蝕環境十分苛刻。橡膠襯里耐熱性不足易熱老化破壞，一般不銹鋼因Clˉ及H2SO3的存在易不耐腐蝕。采用鱗片襯里必須充分考慮其熱沖擊、間歇性交變熱應力及空泡腐蝕作用特點，實施有效補強措施。國內許多業主及設計方出于對非金屬襯里技術的擔心，往往在該區域選擇價格昂貴的高鎳基合金（如59合金等）純金屬結構。
4.3 吸收劑（石灰石漿液）傳輸及回收系統
4.3.1 該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境
該系統主要腐蝕介質及腐蝕環境為兩類：一是經流石灰儲槽、石灰石漿液儲槽（含石灰石制備廢水儲坑及排水溝）、石灰石料漿泵、輸漿管、吸收塔內料漿集管、料漿噴射管的低溫（30-40℃）、高固體含量（20-30%）的石灰石漿液制備輸送系統；二是經流石膏料漿泵、輸漿管（槽）、漿液循環管及循環泵、水力分離器、真空帶式過濾機、（含過濾水儲槽、排水溝、排水儲槽、氧化池漿液備用儲槽）低溫（45-50℃）、高固體含量（40-50%）的石膏漿液輸送處理系統。
4.3.2 該系統主要腐蝕特點分析：
（1） 石灰石漿液制備輸送系統的主要腐蝕介質為CaCO3、水及微量Cl-和OH-，對襯里而言腐蝕條件并不苛刻。石膏漿液處理輸送系統的主要腐蝕介質為CaSO4·2H2O、水及微量Cl-、H2SO3和H2SO4，對襯里而言腐蝕條件也不苛刻。
（2） 防腐蝕襯層固體物料磨損腐蝕失效：由于腐蝕環境溫度較低，襯里本體強度高，盡管固體物料含量大，但磨損腐蝕失效并不十分嚴重，故襯里磨損余量適度考慮即可。
真空帶式過濾機、石膏料漿泵、漿液循環管及循環泵、石灰石料漿泵、輸漿管、吸收塔內料漿集管、料漿噴射管等設備，在制造商供貨時其材料選擇中已考慮腐蝕磨損問題，本文將在材料選擇章節中列出并加以討論，此處不在贅述。
5 煙氣脫硫裝置結構的防腐蝕設計
吸收塔作為煙氣脫硫裝置的主要工作設備，因其承載較大，在設備結構設計中，其結構、強度、剛性往往考慮的較充分，設備的運行狀態對防腐蝕襯里的影響不大，在其長周期運行中很少損壞，如果有損傷的話，也主要表現為局部磨損或氧化池底部的機械物理損傷。但煙道，特別是高溫原煙氣煙道，則由于其僅僅作為煙氣過流的承載體，其結構、強度和剛性設計往往并未引起設計人員的足夠重視，以往的防腐蝕內襯失效多發生在該區域。雖然我國早在1991年就頒布實施了《襯里鋼殼設計技術規定》（HGJ 33-91）的化工部行業標準，但該標準主要適用于內襯設備的結構設計，對在運行狀態中具有振動特點的煙道類襯里鋼殼結構設計并不完全適用。本文僅以日本川崎工業株式會社（以下簡稱KHI）為安順電廠二期2×300MW煙氣脫硫裝置所提出的防腐蝕結構設計為例說明此問題。事實上KHI并未就煙道詳圖設計提供相關設計標準，但在煙道的總體設計的要求中明確規定了相關技術要求。而在其明確規定的總體設計技術要求中，可明顯看出其煙道結構設計中考慮防腐蝕設計這一要素。
5.1 襯里煙道殼體結構的防腐蝕設計
安順電廠二期2×300MW煙氣脫硫裝置主體重腐蝕區襯里煙道殼體結構均采用底部等標高直線設計布置（具體結構設計見圖3）。內置設備區（如除霧器區、原煙側GGH區、凈煙側GGH區）煙道則采用大深度漸開式兩側及頂部加寬、加高過渡結構（見圖2、圖3）。吸收塔進出口煙道采用大深度漸開式寬截面結構設計（見圖3）。該煙道結構設計布置的最大特點是：
5.1.1 底部等標高直線設計有利于煙氣流動主方向穩定，易于形成主體氣流的穩態流動，減少因煙氣不穩定流動對煙道壁形成的力學作用導致的煙道結構震顫。
5.1.2 大深度漸開式加寬、加高過渡結構設計有利于避免因煙道過流截面突然增大，致使煙氣內壓急劇減小形成的側向煙氣渦旋導致的煙道壁強烈的結構震顫。
5.1.3 吸收塔進出口煙道采用大深度漸開式寬截面結構設計（見圖6吸收塔進出口煙道）。雖然該結構有利于煙氣在較低的流速及壓力下沿吸收塔壁切線方向均勻進入塔內，最大可能的實現煙氣與脫硫漿液的全面有效接觸。但采用該結構更重要的原因一是使煙氣的流速及壓力在進、出口煙道區均勻的過渡降低或增加，防止煙氣因壓力驟降或驟升產生側向渦旋及急劇擴散或收縮形成的煙道壁強烈震顫對防腐蝕內襯的疲勞腐蝕破壞；二是為了有效分散因脫硫漿液濺射進入進口煙道區，與高溫原煙氣形成冷熱交匯，致使漿液水加熱汽化引發煙氣擾動和水蒸汽膨脹力對煙道壁形成的不規則沖擊破壞作用。許多國外專業化脫硫公司主張吸收塔進口煙道采用高鎳基合金制造的原因就是因該區域內襯結構頻繁損壞。
圖2、防腐蝕襯里煙道的防腐蝕結構設計立面結構示意圖
5.2 煙道變截面區采用外加固筋與粗大內支撐復合加強結構
盡管在煙氣過流煙道的結構設計中已充分考慮了防腐蝕襯里材料的特性與煙道的結構、強度、鋼性的匹配關系。但煙道的結構設計人員在煙道變截面的結構設計中為確保其強度、鋼性對防腐蝕襯里材料的影響降到盡可能底的程度，仍采用了外加固筋加粗大內支撐復合加強結構。該區域煙道結構防腐蝕設計的最大特點是：
5.2.1 煙道變截面區外支撐結構采用密集橫向環狀H型鋼（I25a）復合局部縱向H型鋼（I20a）外支撐結構。眾所周知，當煙道過流截面變化時，過流煙氣的內壓將發生變化，特別是當煙道截面一側或幾側（本裝置煙道一般是兩側或三側）增大時，過流煙氣內壓降低，煙道截面增大側附近區煙氣將形成向煙道壁的側向渦旋擴散，而該側向渦旋擴散將形成對煙道壁的不規則力學作用。當煙道壁板較薄（本裝置煙道厚度設計為5mm）時，由于其結構強度、鋼性不足，側向渦旋擴散形成的不規則力學作用將促使煙道壁產生結構震顫。導致防腐蝕內襯層疲勞破壞，其宏觀表現為內襯層開裂、剝離、脫粘（見圖3）。采用該結構設計的主要原因就是為了彌補煙道結構強度及鋼性的不足，以提高煙道整體抗結構震顫能力，保證防腐蝕內襯的使用安全。
5.2.2 在煙道變截面區與外支撐結構同截面位置增加了粗大內支撐復合加強結構。其立向支撐梁采用200×200×6.3方形空心鋼，橫向內撐桿采用φ159×7鋼管（見圖3）。其作用與外支撐結構相同。之所以采用粗大方形空心鋼作內支撐梁及φ159鋼管作內撐桿，其主要原因是為了防止因內支撐結構的強度及鋼性不足，在不穩定煙氣流動作用下產生形變或結構震顫，導致內支撐梁及梁與煙道壁板的焊接區防腐蝕內襯結構破壞。
圖3、煙道變截面區內外支撐結構示意圖
5.2.3 所有內支撐梁與煙道壁板的焊接點均加設5mm厚補強過渡焊接鋼制墊板（見圖3）。該結構設計的主要目的是加強梁與煙道壁板的焊接區結構強度，其主要原因是為了防止因因內支撐結構輕微震顫引發的焊接區較薄的煙道壁結構形變導致該區域防腐蝕內襯結構破壞。
5.2.4在內置設備安裝區（如除霧器區、GGH區）內支撐梁兩排間均增加連接框架，形成框架支撐結構。其作用與上述原因相同，將兩排相對獨立的平行排列的內支撐梁用內撐桿連接成框架內支撐結構體系，無疑有效的提高了內支撐結構的強度及鋼性。
5.3 90°彎道區導流板采用垂向不等距結構設計
KHI為安順電廠煙氣脫硫裝置設計的煙道90°彎道區導流板區具有四大特點：一是導流板采用垂向立式結構；二是數塊導流板采取不等距結構配置；三是導流板設計厚度為10mm；四是在彎道區煙道壁板增加縱向外支撐結構。不言而喻，煙道90°彎道區導流板采用垂向立式結構其強度及鋼性較橫向懸掛結構要大的多，導流板結構厚度及煙道壁板增加縱向外支撐結構的作用亦是為了提高其強度及鋼性。但導流板采用不等距結構配置讓筆者產生很大困惑，為此曾與KHI現場代表專門請教，對方不肯就設計計算及依據理論進行深談，但提出如下觀點還是說明了一定問題：一是采用不等距結構配置是使煙氣在彎道導流板分隔區形成不等量過流；二是煙氣在90°彎道區將產生較嚴重的不穩定過流現象，形成對煙道壁及導流板側向渦旋作用，致使該區域煙道壁及導流板結構震顫導致該區域防腐蝕內襯結構破壞；三是彎道的內彎區通常側向渦旋作用較大，因此減少該區煙氣過流量有利于降低因煙氣不穩定過流產生的側向渦旋作用，從而提高防腐蝕內襯使用安全，因此導流板間距設計由內彎向外彎逐漸變寬（見圖4）。由此可見KHI對襯里煙道不僅在結構的強度及鋼性上注重防腐蝕設計，同時還十分注重煙氣流動狀態對防腐蝕襯里的影響作用，并在煙道結構設計中給出相應處置措施。前面所論及的主體襯里煙道等底標高直線設計布置、大深度漸開式變截面結構設計均充分說明此設計思想。
圖4、不等距與等距設置導流板側向渦旋作用示意圖
有資料表明KHI對橫向懸掛結構導流板的結構設計也采用了強大的增強結構設計。如定洲電廠橫向懸掛結構導流板設計就表現出三大特點：一是導流板采用10mm厚鋼板制造；二是導流板采用框架式結構增強；三是導流板采用粗大鋼管內支撐結構體系，且將幾塊導流板經內支撐連接成整體結構。
5.4 襯里鋼殼局部結構設計
襯里鋼殼局部結構設計的提出主要是由于兩個原因，一是避免因設備局部結構在正壓或負壓作用下產生塑性變形導致襯里層破壞；二是對不適合襯里作業的局部結構進行結構調整，以滿足防腐蝕技術要求。
5.4.1 方形煙道角焊結構
方形煙道角焊結構應盡可能避免采用在拐角點區直焊結構，特別是厚板結構或容易因振動而變形的結構都應采用下圖所示的形式。
圖5、煙道角焊結構圖示
5.4.2 支腿、起吊鉤環、支撐或橫梁焊接結構
因該類結構區均為設備局部負荷區，易因負荷應力作用產生塑性變形導致襯層破壞，因此應在該區域增加補強墊板以防止局部變形。
圖6、支腿、起吊鉤環、支撐或橫梁焊接結構圖示
5.4.3 罐底焊接形變
罐底焊接形變是大型罐體設備內襯防腐蝕襯里破壞的主因，必須加以有效消除。采用的方法主要是二次搗灌砂漿，以防止罐底板反向變形。
圖7、罐底焊接形變的消除
5.4.4 小內徑接管結構設計
小內徑接管因不適合襯里作業應采用插管結構（FRP、不銹鋼材質）或耐蝕不銹鋼直焊結構（見圖8）
圖8、小內徑接管結構設計
綜上所述，從KHI煙道結構設計特點看，KHI煙道結構設計始終緊扣確保防腐蝕襯里安全使用這一基本點，圍繞著提高煙道整體結構強度及鋼性這一導致煙道區防腐蝕襯里失效的基本要素實施煙道防腐蝕結構設計。從安順電廠煙氣脫硫裝置煙道的使用效果看，此類結構設計可有效緩解或防止煙道區防腐蝕襯里的疲勞腐蝕破壞。至于高溫原煙氣溫度、腐蝕環境及非底部等標高、非直線結構設計布置對防腐蝕襯里材料性能及其疲勞腐蝕破壞的影響筆者在其它文章中已有討論，本文不再贅述。以上所述的所有煙道結構設計特點，在煙道無需采用防腐蝕內襯時均無必要，正是因為煙道的防腐蝕內襯要求，上述煙道結構設計才成為必然。從而也說明了襯里煙道結構的強度及鋼性與非襯里煙道結構的區別。
6 煙氣脫硫裝置的防腐蝕襯里結構總體設計
煙氣脫硫裝置的總體防腐蝕結構設計應在充分認識裝置各區域腐蝕環境和設備運行狀態對腐蝕的影響作用的基礎上，針對不同的腐蝕區域提出不同的防腐蝕襯里結構設計；在充分認識防腐蝕襯里材料特性和待襯設備的結構、強度、剛性及裝置運行狀態對襯里材料的影響作用的基礎上，有效兼顧鱗片防腐蝕襯里材料與待襯設備的結構、強度、剛性及運行狀態的匹配關系。實現腐蝕控制與防腐蝕成本控制的有效結合。
為便于具體直觀說明，本文僅以安順電廠煙氣脫硫裝置防腐蝕襯里工程總體設計（見圖9、圖10）為例。
圖9、吸收塔防腐蝕內襯區域及襯里結構要求
圖10、煙道防腐蝕襯里區域、襯里結構要求及平面結構示意圖要求
圖9、圖10所示各區域腐蝕環境分析和襯里結構構成見表1。
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FGL 類型 |
普通型 |
耐磨型A |
耐磨型B |
耐熱型 |
耐熱耐磨型 |
混凝土+FGL |
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|
結構層 |
型號 |
結構層 |
型號 |
結構層 |
型號 |
結構層 |
型號 |
結構層 |
型號 |
結構層 |
|||||
|
耐 溫 |
≤100 |
≤100 |
≤100 |
≤160 |
≤160 |
≤100 |
|||||||||
|
耐腐蝕 |
◎ |
◎ |
◎ |
◎ |
◎ |
◎ |
|||||||||
|
耐 磨 |
〇 |
⊙ |
◎ |
〇 |
◎ |
〇 |
|||||||||
|
襯 里 結 構 層 |
底漆層 |
TH—300D |
底漆層 |
TH—300D |
底漆層 |
TH-300D |
底漆層 |
TH-400D |
底漆層 |
TH-400D |
底漆層 |
||||
|
普通型FGL層 |
TH-300J |
普通型FGL層 |
TH-300J |
普通型FGL層 |
TH-300J |
耐熱型FGL層 |
TH-400J |
耐熱型FGL層 |
TH-400J |
普通FGL層 |
|||||
|
普通型FGL層 |
TH-300J |
普通型FGL層 |
TH-300J |
普通型FGL層 |
TH-300J |
耐熱型FGL層 |
TH-400J |
耐熱型FGL層 |
TH-400J |
普通FGL層 |
|||||
|
面漆層 |
TH-300M |
耐磨面漆層 |
TH-300MN |
耐磨層 |
TH-300N |
耐熱面漆層 |
TH-400M |
耐熱耐磨層 |
TH-400N |
面漆層 |
|||||
|
耐磨面漆層 |
TH-300MN |
耐熱耐磨面漆層 |
TH-400MN |
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|
厚度 |
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責任編輯：韓鑫
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