燃氣電廠余熱鍋爐低壓蒸發器腐蝕現狀調研及防治措施研究

酈曉慧，石巖，邱質彬，張錦文，郭延軍，王興合

(1.華電電力科學研究院，杭州 310030；2.中國華電集團公司，北京 100031)

燃氣電廠余熱鍋爐低壓蒸發器腐蝕現狀調研及防治措施研究

酈曉慧1，石巖1，邱質彬1，張錦文1，郭延軍1，王興合2

(1.華電電力科學研究院，杭州 310030；2.中國華電集團公司，北京 100031)

調研了華電集團內若干燃氣電廠余熱鍋爐低壓蒸發器的運行情況及其主要失效模式。結果表明，流動加速腐蝕(FAC)是導致此類低壓蒸發器管泄漏的主要原因。闡述了流動加速腐蝕的機制及相關影響因素，并從設計、選材、運行和檢修維護等方面提出了針對性的防治措施。

余熱鍋爐；低壓蒸發器；流動加速腐蝕；水化學；溶解氧

0 引言

燃氣-蒸汽聯合循環電站是目前國內外發展最快的發電形式之一。它具有清潔環保、發電效率高、操作運行方便、啟停時間短、調峰能力強等優點，有利于改善電網結構和區域電網調峰，對我國的電力供給和環保治理具有重大意義。近10多年來，以五大發電集團為代表的國內電力公司逐步掀起了燃氣-蒸汽聯合循環電站的建設高潮。

隨著燃氣-蒸汽聯合循環電站的日漸增多、運行時間延長，相關問題也逐漸暴露。另外，余熱鍋爐低壓蒸發器采用模塊化設計，內部結構緊湊、空間狹小，同時給停機檢修、漏點補焊和局部換管帶來一定難度。調研結果表明，近年來華電集團下屬若干電廠的低壓蒸發器多次發生泄漏，影響機組正常運行。國內外公開發表的文獻資料中也有部分關于余熱鍋爐泄漏問題和呼吁引起重視的報道[1-7]。Moelling等人[8]指出無論是兩相還是單相流動條件，余熱鍋爐低壓蒸發回路是常見的失效位置。文獻[2]報道了江蘇華電儀征熱電有限公司3臺E級燃氣-蒸汽聯合循環機組配的DG233.9/7.95/57.4/0.63-M106型雙壓、無補燃、臥式、自然循環余熱鍋爐的低壓蒸發器,在運行1年多后，均發生出口管侵蝕減薄甚至爆管的問題。文獻[3]報道了某電廠S109FA機組由東方公司引進日立技術生產的三壓、一次中間再熱、臥式、無補燃、自然循環余熱鍋爐低壓蒸發器中間聯箱上1根受熱面管座彎管處發生的泄漏事故。文獻[4]報道了兩起由杭州鍋爐集團公司引進美國Nooter/Eriksen公司技術設計和制造的三壓、再熱、臥式、無補燃、自然循環鍋爐的低壓蒸發器管子在接近上聯箱部位的彎頭外弧處發生穿孔泄漏的事故。一般認為，國內與9E和9F等級主力機型相應等級的余熱鍋爐系統的中、低省煤器系統以及低壓蒸發器系統均處在極易發生流動加速腐蝕(FAC)的溫度區間(120～180 ℃)，并且機組正常運行時，給水含氧量(DO)僅為7×10-9，在低壓蒸發器的末端工質流速經常超過10 m/s，并且伴隨傳熱和傳質的兩相流FAC[9]。

本文調研了華電集團內若干燃氣電廠余熱鍋爐低壓蒸發器的運行情況及其主要失效模式，分析了相關失效機制，并從設計、選材、運行和檢修維護等方面提出了針對性的防治措施，為燃氣電廠余熱鍋爐的安全、經濟運行提供參考。

1 余熱鍋爐低壓蒸發器腐蝕現狀調研

1.1 部分電廠余熱鍋爐簡介

A電廠和B電廠的余熱鍋爐均由杭州鍋爐集團有限公司生產，結構和設計參數相近，均為三壓、再熱、臥式、無補燃、自然循環燃機余熱鍋爐，適用于以天然氣為設計燃料的燃氣輪機排氣條件。區別是A電廠的余熱鍋爐與PG9341FA型燃氣輪機相匹配，B電廠的余熱鍋爐與S109FA型燃氣輪機相匹配。

C電廠的余熱鍋爐也由杭州鍋爐集團有限公司生產，為三壓無補燃強制循環鍋爐，與PG9171E型燃機相匹配。該鍋爐既適用于以輕油為燃料的燃機排氣，也適用于以天然氣為燃料的燃機排氣，亦可作為相近的低含塵大流量中低溫煙氣的余熱回收設備。

D電廠的余熱鍋爐是由福斯特惠勒(Foster Wheeler)鍋爐有限公司提供，型號為FW-283(40)(41)/11.23(3.17)(1.01-0019FAHRSG)。

E電廠的余熱爐由武漢鍋爐廠引進荷蘭余熱爐生產技術設計制造。

1.2 部分電廠低壓蒸發器運行參數

上述5家電廠機組的詳細運行情況見表1。

表1 部分電廠機組運行信息統計

1.3 低壓蒸發器運行情況

經調研，A電廠和B電廠的余熱鍋爐尚未發現低壓蒸發器腐蝕泄漏。C電廠某余熱鍋爐在鍋爐停機備用過程中發現爐底東側放水管有水滴出，打開人孔門檢查發現低壓蒸發器出口聯箱和蒸發器焊縫位置有泄漏，如圖1所示。

圖1 C電廠低壓蒸發器接管角焊縫處腐蝕形貌

D電廠某余熱鍋爐運行至29 000 h左右，停機后發現爐內有水汽漏出，煙囪下部排水口有大量出水，由此判斷爐內有泄漏點。打開人孔門后發現余熱鍋爐頂部低壓蒸發器聯箱兩側局部直管段存在由腐蝕導致的泄漏，如圖2所示。

圖2 D電廠低壓蒸發器管漏點

對泄漏處的低壓蒸發器上、下聯箱分別進行“開窗”處理，用內窺鏡進行全面檢查，典型的內部腐蝕形貌照片如圖3所示。割管取樣并縱向剖開后顯示的內部形貌照片如圖4所示。由表面形貌分析，此類腐蝕形式屬于典型的FAC。D電廠將這部分管子FAC跡象的管段材質升級為12Cr1MoVG，至今運行良好。

圖3 D電廠低壓蒸發器管內窺鏡觀察

圖4 D電廠低壓蒸發器管內部形貌

E電廠某余熱鍋爐在上水準備啟動過程中，發現鍋爐尾部煙道受熱面存在泄漏現象。經現場檢查確認，低蒸Ⅰ級受熱面發生泄漏，如圖5所示。典型的漏點位置附近內窺鏡檢查結果如圖6所示。從表面形貌分析，E電廠余熱鍋爐低壓蒸發器管內腐蝕形貌與D電廠類似，屬于典型的FAC。

綜合其他電廠的調研情況分析，C電廠余熱鍋爐低壓蒸發器接管角焊縫處因點蝕發生泄漏為偶發現狀，而D電廠和E電廠中大量的余熱鍋爐低壓蒸發器管是由FAC導致泄漏，該泄漏方式的危害性和導致的損失也更大。

圖5 E電廠低壓蒸發器管漏點

圖6 E電廠低壓蒸發器管內窺鏡觀察

2 討論與建議

2.1 流動加速腐蝕機理及部分相關影響因素

FAC主要發生在燃機余熱鍋爐、燃煤鍋爐、工業鍋爐和核電站的高能管道，主要與水化學(pH值、溶解氧、還原性介質)、溫度、流速、幾何形狀和材料成分有關[1,10]。Shunsuke Uchida等人[11]認為FAC分為2個過程，第1個是腐蝕過程，另1個是工質流動的動態過程。其中，腐蝕是FAC的本質過程，而工質流動是FAC發生的加速過程。材料表面形成的氧化膜是決定FAC的關鍵因素，保護性的氧化膜可以控制材料的腐蝕速率[12]。

根據熱力學原理計算得到的電位-pH值示意圖是分析材料在水溶液中表面形成穩態氧化膜的重要方式。Townsend[13]計算了Fe-H2O體系在60，100，150和200 ℃下的電位-pH值示意圖，研究發現隨著溫度提高，Fe-H2O體系電位-pH值示意圖最顯著的變化是在高pH介質中，HFeO2-的范圍顯著擴大。尤海峽[14]等人計算了Cr-H2O體系在25，50，100和150 ℃時的電位-pH值示意圖。結果表明：150 ℃時，pH值在6.708 7～7.197 1之間，Cr在-1.25～1.28 V之間開始發生Cr=Cr3++3e反應，遠低于Fe在該溫度和pH值范圍發生Fe→Fe2++2e的反應電位-0.85～0.79 V。Cr含量是提升材料抗腐蝕能力的關鍵。調研的5家燃機電廠余熱鍋爐低壓蒸發器管材均為碳鋼，20鋼中的Cr含量也僅小于等于0.25%，12Cr1MoVG中Cr含量為0.25%～0.35%。D電廠材料更換升級后有效流動加速腐蝕，充分說明材料中Cr含量提升對減緩流動加速腐蝕的重要性。

由電位-pH值示意圖分析可知，材料表面穩態氧化膜的形成主要受電位和pH值兩方面影響。實驗已經證明，水化學中的溶解氧(DO)含量直接影響材料的電位，溶解氧含量的升高可提高材料的電位[15]。然而，隨著溫度的升高，爐水pH值會逐漸降低。按GB/T 12145—1999《火力發電機組及蒸汽動力設備水汽質量標準》要求，溶解氧(DO)≤ 7 μg/L，pH值(25 ℃)的范圍在9.0～ 9.5之間。朱志平[16]等人計算了各種濃度下Na3PO4，NH3和NaOH水溶液的pH值隨溫度變化情況。研究發現，25 ℃時各種濃度下Na3PO4，NH3和NaOH水溶液的pH值范圍在9.021 5～9.391 0之間，150 ℃時pH值的范圍在6.708 7～7.197 1之間[16]。通過對Townsend和尤海峽計算的電位-pH值示意圖進行圖解可知，150 ℃時將碳鋼的電位控制在-0.79～0.50 V之間是比較合適的。即，在pH值一定的環境下，水化學中含適量的溶解氧，有助于碳鋼表面形成FeO，Fe3O4和Fe2O3等氧化膜，適當降低碳鋼表面的腐蝕速率。

2.2 防治措施及建議

2.2.1 設計方面

余熱鍋爐低壓蒸發器管的材料選擇除考慮常規的強度、焊接性能、耐蝕性、導熱性和經濟性等方面的因素外，還應結合低壓蒸發器管內工質流速，考慮流動加速腐蝕對備選材料的影響。合理選材和控制設計流速是避免流動加速腐蝕的關鍵。

2.2.2 運行方面

余熱鍋爐汽水品質的控制對于部件的可靠性和有效性至關重要。建議嚴格控制水化學參數，采用在線監測的方式實時掌握余熱鍋爐低壓蒸發器的各項水化學參數。對于不含Cr的低壓蒸發器管，水化學控制過程中可含有微量溶解氧，促進管內表面保護性氧化膜的形成。對于含Cr的低壓蒸發器管，水化學控制過程中溶解氧可控制在較低的水平。建議定期對各類水化學監測探頭進行校準，加強低壓蒸發器內部溫度監測，防止產生煙氣走廊和局部超溫。

2.2.3 檢修維護方面

應重點檢查工質流速較高的余熱鍋爐低壓蒸發器，并對聯箱接管座附近溫度較高、有可能發生液汽轉變導致流速急劇增加的重點區域進行測厚，并用內窺鏡檢查和割管抽查。

3 結束語

余熱鍋爐低壓蒸發器泄漏問題目前是一個普遍性的問題，應引起足夠的重視。設計方面，主要解決材質和流速方面的問題，防止先天不足。運行方面，主要加強水化學控制，尤其是溶解氧和pH值，并防止局部超溫。檢修維護方面，主要是及時發現、消除安全隱患。通過設計、運行和檢修維護3方面結合，防患于未然，切實提高電廠運行的安全性和經濟性。

[1]DOOLEY R B.Flow accelerated corrosion in fissile and combined cycle/HRSG plants[J].Power Plant Chemistry,2008,10(2):68.

[2]周軍.余熱鍋爐低壓蒸發器出口管泄漏原因分析及處理對策[J].科學中國人,2016(11):36.

[3]羅以勇.S109FA機組余熱鍋爐低壓系統泄漏分析與處理[J].重慶電力高等專科學校學報,2014,19(4):45-49.

[4]黃杰.低壓蒸發器換熱管泄漏原因分析及處理措施[J].廣東電力,2013,26(5):107-110.

[5]BUECKER B, ENGINEERS K P.Water/Steam Treatment Programs and Chemistry Control for Heat Recovery Steam Generators[C]//ASME 2013 Power Conference. American Society of Mechanical Engineers,2013.

[6]BUECKER B. Beware of flow-accelerated corrosion: operators of steam-generating systems should understand flow-accelerated corrosion and the potential problems it can cause[J].Chemical Engineering,2013,120(3):38-41.

[7]SWANEKAMP R.Combined-cycle users broaden their view to integrated plant[J].Power Engineering,2004,108(7):36-41.

[8]MOELLING D,MALLOY J,GRAHAM M, et al.Design factors for avoiding FAC erosion in HRSG low pressure evaporators[C]//ASME 2013 Power Conference.American Society of Mechanical Engineers,2013.

[9]王利宏，單建明，李偉，等.聯合循環余熱鍋爐中的流動加速腐蝕[J].發電設備，2010，24(6):409-413.

[10]DOOLEY R B,CHEXAL V K.Flow-accelerated corrosion of pressure vessels in fossil plants[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2000,77(2):85-90.

[11]UCHIDA S,NAITOH M,OKADA H,et al.Evaluation of flow accelerated corrosion by coupled analysis of corrosion and flow dynamics.Relationship of oxide film thickness,hematite/magnetite ratio,ECP and wall thinning rate[J].Nuclear Engineering and Design,2011,241(11):4585-4593.

[12]UCHIDA S,NAITOH M,UEHARA Y,et al.Evaluation methods for corrosion damage of components in cooling systems of nuclear power plants by coupling analysis of corrosion and flow dynamics (IV) comparison of wall thinning rates calculated with the coupled model of static electrochemical analysis and dynamic double oxide layer analysis and their values measured at a PWR plant[J].Journal of nuclear science and technology,2010,47(2):184-196.

[13]TOWNSEND H E.Potential-pH diagrams at elevatedtemperature for the system Fe-H2O[J].Corrosion Science,1970,10(5):343-358.

[14]YOU H X,XU H B,ZHANG Y,et al.Potential-pH diagrams of Cr-H2O system at elevated temperatures[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2010,20:26-31.

[15]WANG J Q,LI X H,HUANG F,et al.Comparison of corrosion resistance of UNS N06690TT and UNS N08800SN in simulated primary water with various concentrations of dissolved oxygen[J].Corrosion,2014,70(6):598-614.

[16]朱志平,黃可龍,張玲,等.高溫狀態下鍋水pH值的變化特征研究[J].熱能動力工程,2005,20(2):182-185.

(本文責編：齊琳)

2017-05-16；

2017-06-26

TE 96

A

1674-1951(2017)08-0013-04

酈曉慧(1984—)，男，浙江蘭溪人，工程師，從事電廠材料腐蝕與防護相關研究方面的工作(E-mail:xhlee@yeah.net)。