腐蚀状况（共6篇）
腐蚀状况 篇1
1 概述
自宁波地铁1号线车辆正式运营以来, 先后在宁波1号线及宁波1号线增购项目车辆上多个部位陆续发现了零部件的生锈现象, 为分析生锈原因, 消除锈蚀对车辆造成的不利影响, 针对宁波当地气候情况、车辆锈蚀部位、锈蚀程度、车辆运行情况、洗车环境等多个方面进行了调研, 并对车辆材质、防腐蚀措施等进行了详细分析, 最终确定了车辆的锈蚀原因, 并提出了处理建议。
2 车辆锈蚀情况
在对宁波1号线已运营车辆普查发现, 所有车辆均存在不同程度的锈蚀现象, 且锈蚀出现在车辆不同部位, 车顶受电弓安装紧固件、车下转向架结构件及紧固件均有不同程度的锈蚀, 锈蚀情况如图1和图2所示。普查中发现车辆生锈部位存在车辆右侧生锈严重, 左侧相对轻微特点。
3 原因分析
3.1 气候及线路特点
宁波市倚山靠海, 夏天宁波东刮东南风 (冬天刮西北风) , 雨水酸性较大且多, 2013年酸雨情况为降雨p H值4.69, 酸雨频率为84%, 酸雨程度较其他城市严重。
宁波1号线线路为东西向, 每列车的头车朝东, 尾车朝西, 车辆来回运营不调头, 即以头车为前进方向, 整列车的右侧始终朝南, 左侧始终朝北, 其中部分为高架线路, 车辆在此路段为地面行驶, 其余路段为隧道行驶。
3.2 车辆用材清查
针对车辆修锈蚀部位, 对车辆材质及防腐措施进行了复查, 涉及材料及防腐措施如表1。
由表1可以看出, 采用不同防腐措施进行的表面处理均出现了锈蚀现象。
3.3 车辆清洗
地铁公司对车辆进行高压喷雾润湿后, 采用滚刷方式对车辆外表面进行清洗, 自然晾干。车辆先后使用了两种清洗剂与水混合用于车辆的清洗, 清洗剂p H值均为7~8, 符合车辆设计要求清洗剂p H值7<p H<9。
除车辆清洗外, 日常维护中还采用清洗剂对车辆标识不清晰部位进行擦洗, 但该类擦洗不可能造成多处腐蚀现象。
3.4 线路情况
线路情况调研发现, 隧道中地面和隧道两侧较为干燥, 轨道未见异常现象, 高架部分轨道的固定螺栓, 涂油部份未锈蚀, 未涂油部分出现锈蚀, 如图3、图4所示。
4 试验验证及改进措施
4.1 试验验证
锈蚀现象发生后, 对车辆用材及防腐涂层尤其生锈紧固件材质进行了复查, 复查结果显示各项性能均符合相关标准。
宁波1号线项目车顶受电弓紧固件为螺栓 (A4不锈钢) +垫圈 (达克罗) +螺母 (A4不锈钢) 安装结构, 分析认为, 不同材质的金属在潮湿环境里相接触会产生电腐蚀现象, 使电位较低的金属出现锈蚀。针对此进行了盐雾环境下混装紧固件和达克罗垫圈的抗腐蚀对比试验, 试验显示48 h后, 混装紧固件即出现明显腐蚀现象, 72 h后, 混装紧固件腐蚀严重, 达克罗垫圈无腐蚀现象, 如图5所示。
上述试验表明混装紧固件确实存在电腐蚀现象, 在上海11号线、武汉1号线等项目中均出现过相同问题, 在将达克罗垫圈更换为不锈钢材质后问题已解决。
4.2 改进措施
4.2.1 将DAC垫圈更换为A2不锈钢垫圈
由于车顶紧固件出现的锈蚀现象较早, 在前期的问题处理过程中, 单纯地针对电腐蚀现象将宁波1号线增购项目中垫圈 (达克罗) 更换为A2不锈钢, 而未考虑到宁波的气候特点, 在车辆运行一段时间后, 同一位置的A2不锈钢垫圈仍然发生了腐蚀现象。
4.2.2 将A2钢更换为A4不锈钢
针对车辆其他部位的锈蚀情况及现场调研结果, 分析认为, 宁波1号线项目车辆的锈蚀问题不仅是电腐蚀的结果, 与其所在的近海盐雾环境密切相关, 隧道内外锈蚀情况及车辆的两侧腐蚀差异现象便说明了这点。A2材质的紧固件在近海环境下, 仍难以满足抗腐蚀的需要, 对材料的选择进行了进一步地分析, 选择耐腐蚀性能更好的A4材质紧固件, A4材质为耐酸钢, 在近海具有足够的耐腐蚀性, 见表2。
5 结语
宁波轨道交通1号线出现的腐蚀问题除部分为电腐蚀外, 大部分为近海环境下的盐雾腐蚀造成。
对于紧固件应尽量采用抗腐蚀性能较高的A4材质, 并确保不混装其他材质紧固件, 对于结构件, 建议适当采取增加镀层厚度、更换涂层方式进行防腐措施, 并保证对部件表面涂防锈油进行腐蚀防护。
在近海盐雾环境下, 宁波城市酸雨较重, 一味增加腐蚀裕量和增加防腐涂层的寿命并不是合理有效的措施, 一旦涂层受到破坏了, 腐蚀马上就会很明显。大部分碳钢在酸性溶液下, 腐蚀得非常快。因此, 在选用合适材料前提下, 应尽量加强维护, 即使涂层的寿命再长, 亦不能保证避免锈蚀问题。经常维护才是预防和及早发现问题的有效途径。
参考文献
[1]DIN 25201-5-2005有轨车辆及其部件设计准则螺栓紧固第5部分:防腐蚀[S].
[2]GB/T10125-1997人造气氛腐蚀试验盐雾试验[S].
某烟囱结构腐蚀状况评估检测 篇2
1、烟囱概况
某烟囱为3机组共用的钢筋混凝土单筒式烟囱, 总高度210m, 出口内直径7.0m。烟囱筒外壁在133.5m和206.5 m处各有一个讯号平台, 筒首用铸铁盖板, 上用耐酸砂浆抹面。烟囱采用环板式钢筋混凝土基础。在标高5~45m范围内, 采用100mm厚粒状珍珠岩做隔热层, 内衬230mm厚耐火砖;标高45m以上采用120mm厚硬塑料泡沫板填岩棉做隔热层, 内衬180mm厚耐酸陶粒混凝土。烟囱筒内壁从30m到195m每隔15m设置有支撑内衬及隔热层的环形悬臂, 悬臂表面胶粘0.4mm厚聚四氟乙烯薄膜, 在薄膜与贴角缝采用改性环氧保护;筒身均采用#300混凝土。
2、烟囱腐蚀检测
2.1烟囱筒壁、内衬腐蚀深度检测
烟囱筒壁和内衬腐蚀深度检测是通过在烟囱筒壁钻取贯穿筒壁、隔热层和内衬的芯样方式测量。现场根据烟囱实际分节布置, 在积灰平台以上每节分别钻取一个贯穿芯样, 测量各芯样的筒壁和内衬腐蚀深度, 钻芯前用钢筋探测仪扫描筒壁钢筋位置, 钻孔避开钢筋。详细测量结果见表4.1, 测量结果总结如下:
1、烟囱内衬分两个区段, 其中标高45m以下耐火砖内衬内侧未见明显腐蚀, 但取样可见局部砖砌灰缝不饱满;
标高45m~210m陶粒混凝土内衬内侧存在一定腐蚀, 腐蚀深度在1mm~22mm间, 腐蚀最严重的位置在标高136米处附近, 腐蚀深度为22mm, 从整体来看内衬内侧上部 (105米以上) 腐蚀状况较下部严重。
2、标高45m以上陶粒混凝土内衬浇筑质量整体较好, 但136米标高内衬陶粒混凝土出现破损、开裂。
3、隔热层中硬塑料泡沫板较好, 未出明显现腐蚀现象。
4、烟囱混凝土筒壁内侧浇筑质量较好, 也未出现明显腐蚀现象。
2.2 腐蚀介质含量及影响分析
在火力发电厂烟囱中, 烟气对烟囱的腐蚀影响很大。烟汽中都含有一定量的SO2、SO3、HCl等酸性气体, 湿法脱硫系统运行后, 当排烟温度低于烟气的酸露点时, 烟气首先会在内衬上凝结成酸露腐蚀内衬。腐蚀是从内衬内侧开始逐渐移向外侧, 先腐蚀结构薄弱部位后逐渐扩大。内衬的灰缝或不密实区域, 筒壁裂缝等不密实处, 都是先行腐蚀的部位。
硫酸根离子与氧化钙作用生成结晶的硫酸钙, 体积增大, 在孔隙内产生膨胀压力破坏混凝土。硫酸钙还能与水泥所含的铝酸四钙起作用, 生成铝和钙的复硫酸盐, 化合物的体积比化合前膨胀约2.5倍, 使水泥石结构胀裂, 强度下降而遭到破坏。《混凝土结构耐久性设计规范》 (GB/T 50476-2008) 规定, 单位体积混凝土中三氧化硫的最大含量不应超过胶凝材料总量的4%。
为了判断现状条件下, 烟囱结构的腐蚀程度, 需要对包括筒壁、内衬的影响因素进行综合比对分析, 为此, 选取3个钻取的芯样进行了酸性介质 (主要是硫酸根离子) 、酸不溶含量等化学分析, 通过对这些物质的定量分析, 确定烟囱的腐蚀程度和发展情况。
检测结果显示:
内衬硫酸根含量超出规范允许范围, 且影响较深, 说明酸液已经对内衬产生了影响;但混凝土筒壁硫酸根含量未超出规范允许范围, 筒壁未出现腐蚀现象。
2.3 烟气压力及温度测量
烟囱内正压区段的压力虽然并不大 (一般<200 Pa) , 但其对烟囱的腐蚀作用则很大。正压能使烟气中的有害气体穿过内衬的缝隙而与隔热层接触, 而隔热层处的温度相对烟气温度更低, 酸性气体更容易凝结成酸露从而使隔热层遭受腐蚀, 腐蚀将深入到烟囱的内壁。倘若筒身混凝土不密实, 烟气将进入其内侧裂缝进行腐蚀, 遂使裂缝进一步扩展。
现场在穿孔取芯位置安装压差表及温度计, 在烟囱脱硫系统正常运行情况下, 测量烟囱内外压力差及内侧烟气温度, 并判断烟囱内是否存在正压区段。
烟囱沿高度分布的压力差值及温度值见表4.5及图4.5-1、图4.5-2。
检测结果表明:
1、烟囱下部负压较大, 随着高度增加负压呈减小趋势, 直至烟囱出口附近变成正压。207米测点处压力差为15Pa, 其余高度测点压力差均为负 (-230Pa~-30Pa) 。
2、烟囱运行时, 烟气沿高度分布的温度值在76.1℃~84.8℃, 大于脱硫后保证烟囱不被露点腐蚀的管壁温度最低值70℃, 表面烟囱在GGH正常工作状态下烟囱内壁处于干燥状态。
3、烟囱腐蚀状况评估
3.1 脱硫对烟囱的影响
对燃煤电厂烟气采取脱硫措施 (简称“FGD”) , 目前比较成熟的脱硫工艺主要有石灰石-石膏湿法脱硫、干法脱硫、海水脱硫等。其中石灰石-石膏湿法脱硫是当今世界各国应用最多和最成熟的工艺, 国家电力公司将湿法石灰石脱硫工艺确定为火电厂脱硫的主导工艺。
湿法脱硫工艺主要流程是, 锅炉的烟气从引风机出口侧的烟道接口进入烟气脱硫 (FGD) 系统。在烟气进入脱硫吸收塔之前经增压风机升压, 然后通过烟气—烟气加热器 (GGH) , 将烟气的热量传输给吸收塔出口的烟气, 使吸收塔入口烟气温度降低, 有利于吸收塔安全运行, 同时吸收塔出口的清洁烟气则由GGH加热升温, 烟气温度升高, 有利于烟气扩散排放。经过GGH加热器加热后烟气温度一般在80℃左右, 可使烟囱出口处达到更好的扩散条件和避免烟气形成白雾。GGH之前设的增压风机, 用以克服脱硫系统的阻力, 加热后的清洁烟气靠增压风机的压送排入烟囱。当不设GGH加热器加热系统时, 烟气温度一般在40~50℃。
通常进行湿法脱硫处理且不设烟气加热系统 (GGH) 的烟气, 水份含量高, 湿度大, 温度低, 烟气处于全结露状态。对一台600MW机组来说, 烟气中水气结露后形成的具腐蚀性水液理论计算量约40~50吨/每小时, 它主要依附于烟囱内侧壁流下来至专设的排液口排到脱硫系统的废液池中。脱硫处理后的烟气一般还含有氟化氢和氯化物等强腐蚀性物质, 是一种腐蚀强度高、渗透性强、且较难防范的低温高湿稀酸型腐蚀物质。
烟气经过脱硫后, 虽然烟气中的二氧化硫的含量大大减少, 但是, 洗涤的方法对除去烟气中少量的三氧化硫效果并不好, 约20%左右。烟气脱硫后, 对烟囱的腐蚀隐患并未消除;相反地, 由于经湿法脱硫, 烟气湿度增加、温度降低, 烟气极易在烟囱的内壁结露, 烟气中残余的三氧化硫溶解后, 形成腐蚀性很强的稀硫酸液, 使烟囱腐蚀状况进一步加剧。
脱硫烟囱内的烟气有以下特点:
1) 烟气中水份含量高, 烟气湿度很大;
2) 烟气温度低, 脱硫后的烟气温度一般在40~50℃之间, 经GGH加温器升温后一般在80℃左右;
3) 烟气中含有酸性氧化物, 使烟气的酸露点温度降低;
4) 烟气中的酸液的浓度低, 渗透性较强。
由于脱硫烟囱内烟气的上述特点, 对烟囱结构有如下影响:
1) 烟气的温度降低, 上抽吸力小, 流速就低, 容易产生烟气聚集并对排烟筒内壁产生压力。锥形烟囱结构型式 (如单筒式烟囱) 中的烟气在中上部基本上是处于正压运行状况, 而等直径圆柱状烟囱 (如双管和多管式烟囱中的排烟筒) 是负压运行状况。烟气正压运行时, 易对烟囱筒壁产生渗透压力, 加快腐蚀进程。烟气湿度大, 含有的腐蚀性介质在烟气压力和湿度的双重作用下, 烟囱内侧结构致密度差的材料内部很易遭到腐蚀, 影响结构耐久性。
2) 低浓度稀硫酸液比高浓度的酸液腐蚀性更强。
3) 酸液的温度在40~80℃时, 对结构材料的腐蚀性特别强。
总之, 脱硫后, 烟气性状的变化导致其对烟囱结构的腐蚀性加强, 尤其原设计未考虑脱硫的烟囱, 其广泛采用的内衬方式, 腐蚀现状不容乐观。
3.2 烟囱腐蚀状况评估结论
目前烟气对烟囱上部内衬造成一定的腐蚀, 影响深度较小, 没有渗透内衬、进入隔热层, 尚未对烟囱混凝土筒内壁造成腐蚀。但不排除局部内衬浇筑质量较差, 形成薄弱区域, 内衬腐蚀加剧, 使得烟气渐渐渗入隔热层, 从而腐蚀烟囱混凝土筒壁, 降低烟囱耐久性, 对烟囱安全造成影响的可能性。建议厂方在条件允许的情况下, 对烟囱内衬进行全面缺陷普查, 结合缺陷检测结果对烟囱内衬进行修复, 并对内衬进行全面防腐处理, 提高烟囱耐久性。
建议厂方在条件允许的情况下, 对烟囱内衬进行全面缺陷普查, 结合缺陷检测结果对烟囱内衬进行修复, 并对内衬进行全面防腐处理, 提高烟囱耐久性。
参考文献
[1]陈友治, 徐瑛, 丁庆军, 李云龙;酸性介质对钢筋混凝土腐蚀机理研究[J];武汉理工大学学报;2001年8期
腐蚀状况 篇3
常压储罐在原油、化学危险品的储存和输送过程中起着不可替代的作用, 目前我国拥有的5000m3以上储罐就有2万多台。近年来, 我国跨越沿海地区已建立起一批从单罐容量10万m3、12.5万m3到15万m3的大型油品储罐。由于20t是易燃易爆液体集中储存危险临界量, 因此上述储罐设备大都被列为工业生产重大危险源, 加强安全管理的重要性不言而喻[1]。随着旧有储罐的逐年老化以及原油质量的劣化, 致使储罐安全事故频繁发生, 既影响生产的连续运行, 同时会造成重大的资源浪费和环境污染, 更严重的储罐安全事故甚至会危害人民的生命安全, 产生严重的社会影响。经验表明, 罐壁板的强度失效和罐底板的腐蚀泄漏失效是常压储罐的两种最主要失效形式, 罐壁板的强度失效可通过目测、测厚结合必要的强度计算达到失效控制的目的, 而罐底板的腐蚀泄漏失效则由于罐基和介质的直接接触而极大的增加了底板腐蚀状况的监测与检测难度, 因而, 对罐底板腐蚀状况进行检测及针对性的安全评估显得更为重要。
2. 储罐底板及腐蚀
储罐底板是通过多块板材拼焊构成的, 其排板形式一般以中幅板和边缘板为主, 有的无边缘板, 只有中幅板。此外还有一些由此衍生出的排板形式。底板面积随着容积的增大而增大, 常见的储罐底板厚度一般为4～10mm, 边缘板较中幅板厚。
金属储罐最常见的劣化形式是受各种腐蚀, 因此对罐底板检测的主要目的就是要发现腐蚀的部位, 并确定腐蚀的实际状况。罐底板位于储罐的最底层, 上表面接触含水的存储介质, 下表面与罐基础接触, 是储罐腐蚀的主要集中区, 含水油品中的无机盐成为导致储罐底板腐蚀的诱因, 腐蚀形式主要可分为三种类型[2] (图1) : (1) 湖状蚀坑, 含水油品中的高渗透性无机盐水解酸化后, 渗过防腐层或衬垫层进入底板表面引起的底板大面积腐蚀和焊缝区腐蚀; (2) 锥形蚀坑, 水中无机盐分形成的电解液在腐蚀产物与底板材料、不同材质和同材质不同电势组织间造成的电化学腐蚀; (3) 针/管状蚀坑, 罐底无氧条件下的硫酸盐致细菌腐蚀。此外, 钢板材、施工焊接质量、大气外界环境以及使用维护保养等, 都是引起包括罐底板在内的储罐腐蚀失效的诱因。
3. 储罐底板腐蚀状况检测
目前国际上对储罐底板腐蚀检测最常用的方法是漏磁方法和声发射方法, 同时辅以涡流、超声、磁粉、射线、渗透方法进行局部抽查[3], 另外比较原始的检测方法还有目测法和锤击试验法。声发射对储罐的检测, 重点在于对在用储罐底板整体腐蚀缺陷状态实时监视检测, 便于对储罐底板的腐蚀状况进行分组和总体评价, 以决定是否需要清罐进行进一步检修, 评价的依据是各通道中声发射撞击数的多少和定位事件数的多少。由于储罐直径较大, 声波传播途径复杂, 定位精度相对较差, 仅有参考意义。储罐底板的漏磁检测为开罐检测, 检测过程与底板直接接触, 通过分析底板腐蚀部位磁化后的漏磁量来定量评估该部位腐蚀状况。漏磁检测操作简便、直观、灵敏度高、成本低、效率高、不受防腐层和底板表面状况的影响, 具有对罐底板全厚度范围内的腐蚀、穿孔等缺陷检测能力, 尤其能检测储罐底板下表面腐蚀状态, 不足之处是只适用于铁磁性材料, 会受罐底板机械障碍 (各种罐底部件、板间焊缝等) 影响, 检测覆盖率受被检底板清障状况的影响。涡流检测法是无损检测领域的一个重要方向, 与漏磁检测相比, 适用于导电材料如铁磁和非铁磁性材料检测, 检测对象范围较宽, 且无需考虑对罐底板磁化和退磁, 但涡流检测的可测深度 (渗透性能) 受检测激励频率影响, 同时需要额外的交流供电。已发展的低频电磁场检测技术 (LFET) 虽已较好解决较厚钢板内部和下表面缺陷的检出问题, 但目前应用还不广泛。超声检测测量精度较高, 但对被检测底板表面要求较高, 同时需要耦合剂, 不能检测有覆盖层的罐底板, 检测效率较低。超声测厚只能是抽查式的单点检测, 对于均匀腐蚀具有较好的代表性, 而对于分散的局部麻坑腐蚀很难捕捉到, 因此漏检的可能性极大。表面检测 (磁粉和渗透) 只能发现底板近表面的缺陷, 并且需要对表面做清洁处理, 检测效率较低。而事实证明, 许多储罐底板下表面的严重腐蚀是造成罐底板强度明显降低或导致穿孔泄漏的主要原因。
表1列出了储罐底板常用的无损检测方法及其检测特点, 可以看出, 某一种单独的无损检测方法都无法确保对储罐底板实施100%的精确检测。因此, 为尽可能地提高底板检测覆盖率以降低腐蚀缺陷漏检的可能性, 需要采取以声发射/漏磁/涡流检测为主, 结合真空检漏、超声测厚、表面探伤为辅提高底板检测覆盖率, 防止漏检;而采用宏观检查、超声波A扫描 (或C扫描) 对罐底盲区 (包括机械障碍) 和重点怀疑部位进行局部抽查复验, 以提高检测结果精度。一般在储罐运行期间, 作为一种整体性的快速普查方法, 采用声发射及时发现储罐底板的失效并进行腐蚀状况分级预报, 在保证安全的情况下可以最大程度地减少储罐开罐检查数量, 从而大大降低总的检修费用。对于需要开罐详查的储罐则可采用漏磁检测技术 (或低频涡流技术) 对罐底板进行全面扫描探测, 以做出全面的定量评价。采用真空检漏方法来重点检测焊缝区域是否存在穿透型的腐蚀缺陷。采用超声测厚以防止由于底板均匀减薄而造成底板漏磁扫查漏检。
4. 储罐底板腐蚀安全评估
综合运用上述现代无损检测方法可以提高储罐腐蚀检测的可靠性, 再根据储罐的实际腐蚀状况进行科学合理的安全评估, 就可最大限度地避免在操作周期内, 由于腐蚀泄漏出现的非计划检修。目前针对储罐的安全运行维护, 是建立以声发射检测为主的在线监测和以底板腐蚀检测为主要内容的清罐检验的检测体系, 结合相应的安全评价技术构成储罐结构完整性评价体系。储罐综合监 (检) 测体系的建立已随着现代无损检测方法的深入开发而逐步为大型储罐用户所接受, 但相应的安全评价体系方法还没有完全建立起来, 基于某一特定无损检测方法的评价分级技术在一定程度上并不能全面反映储罐底板的安全状况。
目前国内各项无损检测技术能力基本可以满足现场检验检测的需求, 通过综合运用上述现代无损检测方法, 了解油罐腐蚀状况的检测体系, 但尚未建立起相应的安全评价体系来确定对已检出的腐蚀缺陷如何处理, 以及如何科学地确定检验周期。
美国API 653规定, 每5年至少进行一次运行中常压储罐的外部宏观检查。若不知道腐蚀速率, 超声测厚在线检测周期为5年;知道腐蚀速率后, 超声测厚在线检测周期应根据实际计算而定, 但最长时间不能长于15年。底板检测周期应根据实际计算确定, 但最长不超过20年。国内按照国务院颁布的《危险品化学安全管理条例》要求, 必须对化学危险品储罐进行定期检验, 但目前具体年限和检验规则还没有明确的要求;SY/T 5921标准规定, 新建储罐第一次检测修理期限不超过10年, 以后检验周期为5～7年。
参考文献
[1]王勇, 沈功田, 李邦宪, 闫河.压力容器无损检测—大型常压储罐的无损检测技术[J].无损检测, 2005, 27 (9) :487-490
[2]J.B.Santos, F.Perdigao.Automatic Defects Classification-A Contribution[C].NDT and E International.5June2000.Mitsui Babcock Energy Limited.
[3]Fujun LIU, Shoubao DING, Xiaolian GUO.Magnetic Flux Leakage and Acoustic Emission Testing Technique for Atmospheric Storage tanks[C].17th World Conference on Nondestructive Testing, 2008, Shanghai, China
腐蚀状况 篇4
关键词：常压储罐,声发射,在线评估
常压储罐的罐内多储存易燃易爆、易挥发等有毒有害介质, 且长年在自然环境和液位交替变化条件下运行, 储罐的壁板和罐底板存在大量的焊接残余应力和结构应力, 罐内外也存在大量的腐蚀介质, 材料本身不可避免的出现老化、减薄、腐蚀等缺陷, 尤其是罐底板的腐蚀减薄不易被发现和预防, 极易引起介质泄漏, 导致严重的经济损失和环境生态污染。如1995年4月8日凌晨我国厦门某油库3号罐底板穿孔泄漏, 造成航空煤油严重泄漏;1997年北京东方化工厂“6.27”事故, 由于储罐泄漏引起爆炸, 死亡8人, 燃烧区域达6万多平方米。
鉴于上述原因, 如果有一种好的检测技术能帮助管理者列出储罐维修的优先顺序, 不仅能延长储罐的检验周期、节省检验费用, 更能使管理者对设备安全了如指掌, 真正做到设备受控。实际上, 这种技术就是声发射罐底腐蚀状况监测技术, 如果能在今后的常压储罐检验中应用此项技术, 相信每年能节约数千万元的检测费用。
下文首先介绍这种用于罐底板检测技术的原理, 进而应用大量工业应用统计的结果来验证这种技术的实际效果。
1 罐底板检测技术简介
声发射波是一种来自于材料得内部由于突然释放应变能而形成的一种弹性应力波。在腐蚀过程中由于氢脆裂纹的产生以及腐蚀引起的断裂和分层能够产生声发射波。它可被高灵敏度的声发射传感器接收到, 这种声发射的传感器可将这种弹性波的信号转换成电信号进而由声发射系统来数字化处理。声发射的信号不仅在它所产生的材料的内部传播, 也能传到材料表面并且沿表面传播直至其能量完全衰减为止。所有的材料, 包括固体, 液体及气体都能够传播声发射波, 但不同的材料具有不同的信号衰减率。由罐底板腐蚀引起的声发射波信号可通过油介质传播至数十米远的地方, 这种声发射的信号可由先进的声发射仪器及软件来进行数字化分析。由于一个声发射源的信号可被几个不同的声发射传感器接收得到, 因而可以根据接收时差法对声发射源进行定位计算, 这也是声发射技术的另一个主要特征。
图1为声发射对罐底板腐蚀检测简图。所有检测的过程都非常简单和方便, 主要包括如下几个步骤:1) 充油至储罐80%以上液面并稳定几个小时 (该过程可在夜间完成) 。2) 在储罐的外壁底部安装传感器并由电缆线连到主机上 (1小时) 。3) 运行声发射仪进行测试 (1小时) 。4) 存贮数据至计算机硬盘, 进行下一罐测试。5) 在检测后进行数据后处理, 分析及出报。
显然, 上述过程并不需要倒罐及清罐, 只是在检测前需关闭阀门和机泵几小时 (最多24小时) , 检测完成后储罐可立即投入使用。此外, 由于这种方法非常的省时省力, 因此比其他像超声, 磁粉等离线检测方法更节省费用。
在国外, 这种声发射监测常压储罐的技术应用已经十分成熟, 并已建立油罐罐底腐蚀状况声发射在线检测专家系统, 简称TANKPAC。他们已经将此项技术列为常压储罐检测的必要手段。这种技术是建立在声发射所采集到的数据与事后对数百个储罐进行清罐并用其它无损检测手段检测验证进而建立相关关系的基础上形成的。TANKPAC技术根据罐底腐蚀情况将储罐等级状况进行由A﹣E的5级分类。每个等级都有相应的维修处理方法, 具体见表1:
在我国, 应用TANKPAC比较早并且已经在数百台常压储罐做过声发射检测的单位有大庆石油学院、天津石化特检中心、杭州特检院等。下文将介绍他们在常压储罐检测实例中的成功经验及PANKPAC系统的应用。
2 检测实例
图2为一储罐在维修前后声发射检测结果, 维修前的E级罐 (a) 维修后变成A级罐 (b) , 显然TANKPAC成功地区分开两种不同状况的储罐。
做为对TANKPAC技术应用效果的一个检验, 上述某单位以完成145台不同类型、不同介质储罐的腐蚀状态检测与诊断。145台储罐中A、B级占59%, 而D、E级仅占10%, 根据原先的维修计划所有这些罐都是必须清罐检测的。但基于维修优先权的分类建议表1, 有大部分的贮罐是不需立即维修的。这不仅节约了大量的检测费用, 而且能及时维修腐蚀严重的储罐, 并制定合理的维修计划。在被检测的145台常压立式储罐中, 对其中的28台储罐进行了开罐和罐底板常规无损检测或漏磁扫描方法检测, 其储罐声发射在线检测结果与开罐的检测和评价结果基本一致。根据检测结果的对比分析, 充分证明了声发射在线检测的可行性与可靠性, 并在石油、石化行业有广泛应用前景。
3 结论
腐蚀状况 篇5
1 问题
400~3 000 m3球罐在石油化工行业得到了大量的应用, 中国石油化工集团公司炼化企业就有大型球罐2 000多台在用, 其中约有45%左右用于储存液化石油气, 最近十年来的开罐检查发现为数极多的球罐发现了表面裂纹, 给石化行业的安全生产带来了较大的隐患。
2 原因分析
球罐产生腐蚀缺陷及发生腐蚀事故的主要原因主要是材料及其焊接接头在湿硫化氢环境中使用时产生应力腐蚀开裂或氢鼓包。
2.1 开裂情况介绍
发生应力腐蚀开裂的球罐容积1 000 m3, 上部壁厚36 mm, 下部壁厚38 mm, 罐体材质为07Mn Cr Mo VR, 操作压力1.7 MPa, 常温使用, 介质为丙烯, 一九九六年投产使用。裂纹长130 mm, 穿透开裂, 裂纹起于焊缝的热影响区止于焊缝。球罐主体材质为CF62, 系武钢生产投放市场的一种新型板材, 其具体参数如表1、表2[1]。
注:表中冲击功规定值系三个标准试样的冲击功平均值, 允许有一个试样的冲击功小于规定值的70%。
在GB150-1998中着重提出, 选用该钢板时, 应考虑介质的应力腐蚀问题。此球罐曾于1997年进行过100%的磁粉探伤, 未发现有表面裂纹, 在事后进行的磁粉探伤中发现多处焊缝热影响区存在裂纹, 下温带母材有不同程度的龟裂。是什么原因使得母材在一年内发生如此严重的破坏。通过审查资料发现, 丙烯贮罐正常情况下硫化氢含量小于10 mg/L, 一般在3~4 mg/L。然而在1998年5月4日-8日硫化氢含量高达1 167 mg/L, 持续至6月6日, 后倒罐但未清洗, 6月6日-10日, 硫化氢含量为24 mg/L, 10日-16日硫化氢含量为5 mg/L恢复至正常值。7月20日发现裂纹, 丙烯泄漏。
2.2 产生开裂情况原因分析
湿硫化氢环境重的应力腐蚀开裂是指水相或含水相物流在露点一下形成的水相与硫化氢共存时, 在介质与外力协同作用下所发生的开裂, 与腐蚀介质及材料的焊缝区参与应力有关, 对低合金高强钢在湿硫化氢环境中开裂机理的研究基础上, 目前一般认为湿硫化氢引起的开裂有以下四种形式[2]:氢鼓泡、氢致开裂、硫化物应力腐蚀开裂、应力导向氢致开裂。根据实际情况分析认为是硫化物应力腐蚀开裂 (SSCC) 。硫化氢产生的氢原子渗透到钢的内部, 溶解于晶格中, 在外加应力或残余应力作用下形成开裂。SSCC常发生于焊缝与热影响区的高硬度区。硫化氢对金属腐蚀, 在少量水的作用下与铁发生反应生成硫化亚铁和原子氢, 原子氢可引起钢脆化。反应式如下:
含H2S在水中电解, 一般为:
钢的腐蚀产生阳极反应:
阳极反应为
硫化物应力腐蚀破坏是金属的阳极溶解导致开裂还是氢侵入而引起的脆性破坏, 或者两者兼而有之, 看法不一。一般认为是氢脆性占多数, Fraser理论则认为主要是阳极溶解机制, 而氢仅仅是产生局部应力加速开裂, 钢的强度及扩散氢含量对开裂的影响根据外界条件不同而不同, 强度越高, 产生开裂所需吸氢量越少。同一强度钢, 尖锐缺口试样产生开裂的界限氢量变小。CF62的屈服强度σs≥490 MPa。说明与实际环境敏感性吻合, 随着材料强度升高, 开裂敏感性增加, 临界硫化氢浓度变小。具有较高强度和硬度的材料, 其应力腐蚀敏感性也较高。国外研究资料提出, 调质钢制焊接压力容器应进行621℃以上温度的焊后热处理, 并使焊缝及热影响区硬度Rc≤22 (HB≤237) ;液化石油气中硫化氢含量为100 mg/L时, 材料硬度控制HB≤215可防止应力腐蚀。我国石油部也曾提出液化石油气中硫化氢含量应控制在100 mg/L以下的规定。此丙烯球罐用钢为调质状态焊接后未做热处理, 经事后检验其热影响区的硬度 (HB) 在270~280 HB之间, 碳含量为0.11%高于供货规定的C≤0.09%, H2S含量高达1 167 mg/L, 远远高于规定的100 mg/L。由于强度、硬度及硫化氢含量超标使材料的开裂临界应力强度降低, 开裂敏感性增加, 为材料应力腐蚀开裂提供了内因。
在HAZ产生裂纹主要是由于母材较厚, 需要用手工电弧焊经多次焊接, 因而热影响区焊接热循环复杂, 使其材质发生劣化, 且焊后又未做焊后热处理, 热影响区处材质硬度高, 在高硫化氢及应力作用下容易产生裂纹, 并以垂直于应力方向扩展。
焊缝区的应力对主要有:
(1) 焊缝残余应力
球罐在组装过程中, 由于施工条件恶劣, 壳体大, 焊缝长, 冷却速度很快, 钢板厚, 热循环次数多, 应力状态复杂, 容易产生变形。在球罐焊缝区造成很大的焊接残余应力和制造应力, 经测得热影响区 (HAZ) 和焊缝应力水平σ内拉=440 MPa、σ外拉=480 MPa、母材的σ=420 MPa都已经接近于CF62的屈服强度σs的下限490 MPa。焊后又未经过整体热处理, 其焊接残余应力一般可取:
式中:σr———焊接残余应力, kgf/mm2
(2) 薄膜应力和弯曲应力
球壳在内压P作用下的薄膜应力:
式中:σ (p) ———薄膜应力, kgf/mm2
p———内压, kgf/mm2
D———球壳内直径, mm
t———球壳壁厚, mm
球壳在内压p作用下, 焊缝的角变形和错口在垂直焊缝的方向上产生弯曲应力。
(3) 球壳焊缝区的主应力
若不考虑焊缝附近缺陷的应力集中和其他次要因素的影响, 则球罐焊缝表面的主应力σi和σj可近似表为:
由于一般都有σj B (p) ≤σi B (p) , 因此, 球壳焊缝区的最大主应力只出现在垂直焊缝的方向其式为:
式中:σi———球壳垂直焊缝方向的总应力, kgf/mm2
σj———球壳平行焊缝方向的总应力, kgf/mm2
σir———垂直于焊缝方向的残余应力, kgf/mm2
σjr———平行于焊缝方向的残余应力, kgf/mm2
σi B (p) ———垂直于焊缝方向的弯曲应力, kgf/mm2
σj B (p) ———平行于焊缝方向的弯曲应力, kgf/mm2
该丙烯贮罐由于未做整体热处理使得焊接残余应力较大, 致使球罐的主应力增大, 为裂纹的产生和扩展提供了外因。
2.3 氢鼓包情况介绍
在1 000 m3球罐发生应力腐蚀开裂后, 又对因工艺原因盛装硫化氢含量超标液化气的1#球罐和另一个工厂的801#事故球罐 (都为400 m3球罐) 安排了开罐检查, 检查发现这两台球罐都出现了氢鼓包, 1#球罐内表面发现15块球壳板有氢鼓包283个, 鼓包最大尺寸为210 mm, 鼓包表面裂纹的最大长度约为120 mm, 鼓包所在处的分层深度鼓包所在处的分层深度2.1~14.0 mm。有鼓包和无鼓包的球壳板母材分别取样进行化学成分分析, 结果如表3。
(%)
从化学成分分析可见, 鼓包处钢材的Mn含量偏低, S含量严重超标。
这两台球罐都因工艺原因长期盛装硫化氢浓度在600~1 500 mg/L的液化气。
产生氢鼓包情况原因分析[3]如下:
分析鼓包产生的条件可知, 首先介质中硫化氢浓度严重超标, 其次, 从检查结果看, 氢鼓包产生的部位有很强的选择性, 主要集中在材料中S含量较高的球壳板上, 而S含量较低的球壳板整张未发现一处氢鼓包。石化厂另外两台材质为SPV37的400 m3球罐, 盛装和1#球罐同种硫化氢超标的液化气, 运行相同时间, 经检验并为发现氢鼓包和表面裂纹, 分析材质其S含量进为0.002%, 可见板材质量对氢鼓包的形成起着非常重要的作用。
分析鼓包处分层面断口为脆性断口, 主要表现为夹杂、解理断裂、二次裂纹和少量韧离, 断口表面平均成分S含量较高, 对夹杂物的定点分析表明。其主要成分为硫的化合物, 裂纹内充满了腐蚀产物。这些都证明了上述判断。
3 结论
通过以上两个球罐失效原因分析可见, 在含硫化氢严酷条件下不管是高强钢, 还是16MnR钢, 如果氢的扩散量大, 都可能引起失效, 对16MnR钢, 在材料强度正常, 硬度部超标的情况下一般表现为氢鼓包, 而对高强钢则表现为应力腐蚀。材料中对应力腐蚀及氢鼓包影响最大的是钢材中P、S等杂质的含量, 在球罐设计时, 要提出控制杂质含量的标准, 尤其对于不能可靠控制硫化氢含量的球罐, 除性能要求外, 应要求降低P、S含量, 最好能控制P≤0.008%, S≤0.002%, 在这种条件下, 发生应力腐蚀和氢鼓包的可能性大大降低。
采用一些表面技术也能够减轻湿硫化氢环境的腐蚀, 近年来一些企业采取了对焊缝喷铝, 或涂刷环氧系涂层、塑料等技术防止湿硫化氢腐蚀, 能够降低产生应力腐蚀 (SSCC) 敏感性, 延长断裂时间, 或延缓氢鼓包 (HB) 的产生, 取得了较好效果, 但前提是球罐必须进行过焊厚热处理, 否则不仅不能完全避免缺陷的发生, 还会因为不能及时发现缺陷酿成更大的事故。
参考文献
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[3]潘晓斐.加氢装置湿硫化氢腐蚀问题浅析[J].广州化工, 2013 (7) :134-136.
腐蚀状况 篇6
由于铁路另建越江桥梁, 既有松浦大桥将不再承担铁路交通。拟通过适当的维修改建, 充分利用上、下层桥面, 承担更多的公路和行人过江交通[1]。在近40 a的水下使用后, 钢管桩腐蚀在所难免。为确定钢管桩的腐蚀程度和河床冲刷情况, 保证结构基础的承载能力, 进行钢管桩水下抽检试验。
1 工程概况
松浦大桥主桥所用钢管桩桩长约46 m, 钢管桩均位于设计水位以下, 下部打入粉砂层18~20 m, 钢管内部填充200级水下混凝土。钢管桩外径φ1 212 mm, 内径φ1 172 mm, 壁厚20 mm, 材质为A3钢。根据建桥时静载试验结果, 钢管桩设计承载力为5 000 k N[2]。受大桥建设时技术条件的限制, 对钢管桩并未采取防腐措施。
2 钢管桩腐蚀机理和腐蚀情况调查
钢铁受环境的作用而变为氧化铁的现象称为腐蚀。钢管桩工作的环境是海水、淡水、大气和土等, 而使钢管桩发生腐蚀的就是其中的水和氧, 水、氧与钢发生反应生成铁锈。
在钢铁的表面存在无数非常细小的阳极和阴极, 形成局部电池。在局部电池的阳极上发生铁的溶解, 阴极上发生氧的还原, 进行腐蚀反应。钢管桩腐蚀的速度决定于单位时间内到达并扩散到钢表面的氧量。而促使氧增加的主要因素是水中溶存氧的浓度、流速、混合的程度和温度等。
因腐蚀而在钢表面形成的铁锈, 在某种程度上成为氧扩散的屏障, 具有抑制氧扩散的作用。铁锈层的保护作用, 在大气中较大, 在水中较小。
构筑物基础使用的钢除全面腐蚀外, 还会发生“孔蚀”和“腐蚀疲劳”等。例如在缝隙和贝类附着的部位等, 氧的供给比其他部位少, 供给少的部位成为阳极, 供给多的部位成为阴极, 从而形成“电池”, 在阳极部位就发生“孔蚀”。由于黄浦江水域水下能见度几乎为零, 水流较急, 而且水下可能存在大量的附着物, 因此钢管桩水下部位腐蚀情况的调查难度较大。
本次钢管桩表面病害录像及管桩壁厚测量选择在3号桥墩 (近松江侧) 的1号桩和16号桩。由于桩墩所处的区域环境及流场等因素基本相同, 所以1号及16号基桩的检测结果, 基本能代表其他基桩的腐蚀程度[3]。
钢管桩测区选定为钢管桩上部离承台底0.5~1.5 m的区域, 选择此处是因为钢管桩该区域可能处于干湿交替区间内, 增加了钢管腐蚀的机会[4]。试验内容如下。
1) 使用水下高清相机进行录像, 拍摄钢管桩表面腐蚀状况。
2) 每个检测区域, 使用钢丝刷沿钢管桩四周清除钢管桩表面的浮积物, 清理出0.5 m高度的测区面积, 露出金属面。
3) 每个检测位置处使用水下超声波测厚仪检测钢管桩的壁厚, 每个位置测量10点, 测点间距0.3 m。
4) 确定钢管桩水中的高度:潜水员通过测量绳直接测量河床至承台底面的高度。
3 试验结果和分析
3.1 试验结果
1) 除锈。在钢管桩表面清理前, 录像图画比较清楚地显示出钢管桩表面长有一层带绒毛状水生物, 呈明显的生锈状态。清刷中钢管桩表面的腐蚀明显, 潜水员用手能较为轻易地剥出块状的腐蚀表层, 锈碴较为松散, 强度较低, 厚度为3~5 mm。钢管桩表面在清理完成后, 有明显的去除锈层的样态, 整体均布腐蚀坑、沟和麻点, 凹坑麻点深度估测有1~2 mm。
2) 钢管桩壁厚。利用水下超声波设备测量钢管桩的壁厚, 检测结果见表1。
根据检测结果, 最大腐蚀深度1.8 mm, 最小腐蚀深度1.5 mm。按照钢管桩使用年限, 粗略计算钢管壁的年腐蚀速度为:1.8/38=0.047 mm/a。
根据上海市的相关规定[5], 对于市政工程桥梁的钢管桩的腐蚀速度建议值:在除海水以外的其他环境条件下, 平均低水位以上, 年腐蚀速度取0.06 mm;平均低水位以下, 年平均腐蚀速度取0.02~0.03 mm。本桥的钢管桩均位于平均低水位以下, 腐蚀速度相对规范建议值为快, 说明规范建议值不符合上海地区实际使用情况, 应适当提高。
3) 钢管桩水中高度。经测量, 1号桩水中高度均值为9.30 m, 16号桩水中高度均值为9.20 m。根据竣工图纸, 3号承台处钢管桩水中高度约为10 m。
检测结果说明, 河床冲刷情况较轻, 钢管桩所处土层环境无明显变化。
3.2 结果分析
钢管桩的腐蚀量和实际壁厚应满足:腐蚀量≥平均腐蚀速度×耐用年数;实际壁厚≥承载力必须的壁厚+腐蚀量。由于钢管桩所处土层无明显冲刷, 基桩承载能力 (土体对基桩的支撑作用) 基本不变。按照相关规范, 对于久经压实的桥梁地基土, 在墩台和基础无异常变位的情况下可适当提高其承载能力, 最大提高系数不得超过1.25。保守考虑, 基桩承载能力仍取5 000 k N。
由于钢管桩管壁腐蚀损耗, 故需计算分析桩身强度对结构承载力的影响。
式中:Q'd为作用于单桩桩顶的竖向力设计值, k N;f为钢材抗压强度设计值, k Pa, 对于A3钢取2.05×105k Pa;A'为钢管桩扣除腐蚀影响后的有效截面积, m2。
按照大桥改建后使用年限100 a考虑, 钢管桩按照实测腐蚀速度计算得到的有限面积:
考虑在改建后, 黄浦江水位存在下降的可能, 导致钢管桩位于低水位以上, 年腐蚀速度取0.06 mm/a。则可得Q'd=5 300 k N, 接近基桩承载力设计值。从结构耐久性的需求考虑, 建议对钢管桩采取防腐蚀措施。
4 防腐蚀措施
目前国内外常用的防腐蚀方法有以下几种[6]。
1) 钢管桩采用低合金耐腐蚀性钢。在低合金钢中, 合金的元素进入铁锈层中会引起铁锈层性质的变化, 从而影响钢的耐腐蚀性。如在低合金钢中加入适量的磷、铬和铜, 则在大气或海水中, 其耐腐蚀性为普通钢的2~3倍;而在淡水或土中则没有太大的变化。
2) 涂装法。涂装法常用在桥墩、栈桥等地上突出部位。所使用的涂料, 必须防腐性好, 不宜老化, 粘结性好, 在打桩时不会因摩擦而剥离或损伤。在海水和淡水中, 常使用厚膜富锌防锈漆和焦油环氧涂料。
3) 有机材料覆盖。主要采用树脂砂浆、聚乙烯、强化塑料等有机材料。该法防腐性好, 成本低, 使用较多的是聚乙烯覆盖。
4) 无机材料覆盖。无机材料主要是水泥混凝土硬化体, 用于腐蚀较为严重的部位。水泥混凝土硬化体中一般加入金属丝网和钢筋以及树脂合成纤维等复合材料。
5) 电防腐法。电防腐法根据腐蚀的原理, 用直流电消除钢材表面局部电池阴阳极电位差的防腐方法。电流主要流入阴极, 使钢材表面阴极的电位降低到与阳极电位相等, 局部电池的电位差消除, 腐蚀也就消除。
电防腐方式分为2种:外部电源方式和流电阳极方式。其中外部电源方式为在水中或土中设置电极, 将外部输入的交流电变成直流电, 适用于半永久性的大型护壁工程。流电阳极方式, 即牺牲阳极、保护阴极的方式, 通过电线将锌、铝、镁或其合金与钢管桩连接, 形成流电防腐系统。该方法施工方便、成本低、无须维护管理, 适用于平均水位以下。
由于本桥为旧桥, 显然方法1不适用, 若采用方法2、3、4, 需围堰后才能施工, 成本较高, 因此建议采用牺牲阳极、保护阴极的电防腐法[7]。可参照东海大桥钢管桩的防腐蚀方案, 采取铝合金牺牲阳极材料:Al-Zn-In-Mg-Ti高效铝合金牺牲阳极。该材料具有重量轻、密度小、电化当量大、工作电位稳定、电流效率高等优点。
5 结语
对松浦大桥主桥钢管桩水下腐蚀状况进行调查, 调查结果及防护措施如下。
1) 钢管桩表面长有绒毛状水生物, 并呈现明显的生锈状态。锈碴较为松散, 强度较低, 厚度为3~5 mm。
2) 钢管桩表面在清理完成后, 有明显的去除锈层的样态, 整体均布腐蚀坑、沟和麻点, 凹坑麻点深度估测有1~2 mm。
3) 根据水下超声波测厚的结果, 钢管壁的年腐蚀速度为0.047 mm/a, 腐蚀速度相对规范建议值快, 说明规范建议值不符合上海地区实际使用情况, 应适当提高。
4) 经计算, 桩身强度基本满足要求, 但按照设计年限估算后的截面损耗较多, 影响结构耐久性, 在对比分析后, 建议对钢管桩采取牺牲阳极、保护阴极的防护措施。
参考文献
[1]栗慧龙.黄浦江松浦大桥改建方案研究[J].城市道桥与防洪, 2014 (4) :106-109.
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[3]邵成, 张文锋, 陈韬.营口港某码头腐蚀与防护状况调查与分析[J].中国港湾建设, 2012 (2) :81-83.
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