生物質鍋爐高溫過熱器腐蝕原因分析及對策

王振宇，曹義杰，張子梅

（江蘇聯美生物能源有限公司，江蘇 泰州 225300）

生物質鍋爐高溫過熱器腐蝕原因分析及對策

王振宇，曹義杰，張子梅

（江蘇聯美生物能源有限公司，江蘇 泰州 225300）

根據生物質鍋爐的結構和運行特點，結合實際生產運行經驗，從過熱器的材質和高溫腐蝕原理等方面分析總結了高溫過熱器易腐蝕的原因。通過從過熱器溫度控制、吹灰汽源改造以及燃料含水量控制等方面優化工藝，在生物質鍋爐運行期間采取預防高溫腐蝕的措施，從而更好地保護過熱器，提高鍋爐連續運行的能力。

生物質；鍋爐；高溫腐蝕；過熱器

0 引言

有機物中除礦物燃料以外，所有來源于動植物的能源物質均屬于生物質能，通常包括木材、森林廢棄物、農業廢棄物、水生植物、油料植物、城市和工業有機廢棄物、動物糞便等。生物質能由太陽能轉化而來，僅次于煤炭、石油和天然氣，占世界能源消費總量第四位，在整個能源系統中占有重要地位。

1 背景概述

某生物質鍋爐是以生物質秸稈為主要燃料的75 t/h聯合爐排蒸汽鍋爐，采用爐前強制給料的燃燒方式。聯合爐排由往復爐排、鏈條爐排、風室及支撐件組成，往復爐排配置搖臂式往復運動的變頻調速裝置，鏈條爐排配置變頻調速的J300型齒輪減速箱。往復爐排通風率5%，鏈條爐排通風率6.5%，一次風進入爐底風室后再由爐排之間隙進入燃料層。燃料由往復爐排上方進入爐膛，在此處由于爐內高溫輻射和一次風的作用逐步預熱、干燥、著火、燃燒，隨著往復機構的工作，燃料邊燃燒邊逐級向后部運動，直至鏈條爐排，最后灰渣落入爐后的除渣口。

在爐膛下部，前后墻和左右兩側墻各布置有二次風口，二次風約占總風量的30%。二次風在此鍋爐的燃燒中起到十分關鍵的作用，二次風攪拌爐內氣體使之混合，使爐內煙氣產生旋渦，延長懸浮的飛灰及飛灰可燃物在爐內的行程，使飛灰及飛灰可燃物進一步降低。另外，對懸浮可燃物供給部分空氣，有利于提高鍋爐熱效率，降低鍋爐初始排煙濃度。

煙氣流程：按爐膛→3級過熱器→第1煙氣通道（4級過熱器）→第2煙氣通道（二級過熱器、一級過熱器高溫段）→尾部對流受熱面布置（一級過熱器低溫段、2組省煤器、二次風空氣預熱器、一次風空氣預熱器）→布袋除塵器。

2012年3月1號鍋爐投入運行，2012年8月2號鍋爐投入運行，2014年4月1號爐三級過熱器發生爆管，2014年7月2號爐三級過熱器發生爆管。爆管后對2臺鍋爐爆破過熱器管子進行取樣分析，查找三級過熱器高溫腐蝕的原因。

2 過熱器材質分析

2.1 爆管位置及斷口情況

2臺鍋爐過熱器爆管位置非常相似，在三級過熱器最內側3—4排，靠近爐膛頂部位置，處于過熱器溫度最高處。1號和2號的爆裂失效管段斷口及附近的狀態見圖1。管子斷口處的管徑與其他部位基本一致，未見明顯的脹粗和塑性變形，1號和2號的管子外壁有黑色附著物，表面凹凸不平；管子內壁較平，但顏色不均勻。從宏觀形貌可以看到，管壁減薄很不均勻，較厚一側（1號的9點位置和2號的12點位置）有明顯的撕裂變形（如圖1中白色箭頭所示），說明這2個位置是最后斷開的，破壞始于管壁較薄的部位。

圖1 斷口宏觀形貌及送檢取樣位置

2.2 過熱器管材質化學分析

從1號過熱器管上取30mm×30mm的塊狀樣品，依照GB/T16597-1996《冶金產品分析方法X射線熒火光譜通則》等標準，使用能量X熒光光譜儀，對其材質進行化學分析。結果表明，過熱器管材質的化學成分完全符合ASTM標準中對TP-347H不銹鋼無縫鋼管的要求，見表1。

表1 過熱器管材質化學分析（質量分數） %

3 高溫腐蝕的原理

3.1 過熱器管外壁腐蝕減薄過程

由于生物質中堿金屬（K，Na）含量較高，草質類生物質燃料中的氯元素含量也較高，在生物質燃燒過程中，大量的氯、硫元素與揮發性的堿金屬元素（主要是K和Na）以氣態形式進入到煙氣中，通過均相反應形成微米級顆粒的堿金屬氯化物（KCl和NaCl），凝結和沉積在溫度較低的高溫過熱器管壁上。堿金屬氯化物與煙氣中的二氧化硫發生硫酸鹽化反應生成氯氣。

生成的氯氣起到了催化劑的作用，促進金屬氧化物的生成（以Fe為例）：

一系列的化學反應，使以鐵為主要材質的金屬管外壁不斷生成腐蝕產物，隨著腐蝕產物的增厚，膜層內應力不斷增大，造成其開裂、脫落。如此循環作用，造成管子外壁凹凸不平、整體減薄嚴重，最終局部率先達不到應有的強度而失效[1]。

在整個腐蝕過程中，氯元素起到了催化劑的作用，將鐵或鉻元素從金屬管壁上持續不斷地置換出來，造成管壁腐蝕。從來源看，只要入爐的生物燃料中含有堿金屬和氯元素，當管壁溫度達到腐蝕溫度區間時，必然發生腐蝕。腐蝕一旦發生，將持續進行不會停止。因此，生物燃料中堿金屬和氯元素含量是影響腐蝕速度的決定性因素。

過熱器管的原始尺寸為Φ33.7mm×5.6mm，管子的內徑為22.5mm。經測量，2臺鍋爐高溫過熱器（三級過熱器）爆管位置的管子內徑均約為22.5mm，說明過熱器管的減薄主要是由管子外壁腐蝕造成的。管外壁受到腐蝕后開始脫落，管子減薄到一定程度后，在過熱器管內高壓蒸汽的作用下，就會在管子減薄最嚴重的地方發生爆管。

3.2 腐蝕的溫度區間

通過分析高溫高壓生物質鍋爐高溫過熱器實際腐蝕發生發展情況，發現當蒸汽溫度控制在490℃以下運行時，高溫過熱器腐蝕較慢，一旦溫度高過550℃時，腐蝕速度加快，實際測量的腐蝕速度高達1.5～2.0mm/a。同時，實際運行過程中，處于高溫過熱器后段蒸汽流程（溫度較高）的管子較前段蒸汽流程（溫度較低）的腐蝕嚴重，處于溫度環境的水冷壁管子腐蝕非常輕微。當過熱器的蒸汽溫度小于450℃時，管壁腐蝕基本可以忽略；當蒸汽溫度在490～520℃時，管壁腐蝕速度加快；當蒸汽溫度大于520℃時，管壁腐蝕速度將急劇加快?，F場檢測高溫過熱器管壁溫度與蒸汽溫度大致相差50～100℃，也就是說，當高溫過熱器管壁溫度大于620℃時，腐蝕速度加劇。對比所做的堿金屬氯化物的熔融試驗，可以發現，高溫過熱器腐蝕的典型溫度腐蝕區間與堿金屬氯化物的熔融溫度區間相吻合，熔融態的堿金屬氯化物對高溫過熱器腐蝕的發生和發展起了決定性的作用。

3.3 過熱器管內壁氧化和管壁的晶間腐蝕

對過熱器管斷口處進行了金相分析，發現過熱器管內壁有很厚的氧化皮層存在，并且已經開裂和脫落。由于氧化皮的存在會導致過熱器管導熱性能降低，造成過熱器管局部過熱，進而降低過熱部位管子的高溫強度；過熱器管的長期過熱還會使管壁金屬發生晶間腐蝕，其結果也是降低管子的強度；而過熱器管內壁氧化皮層的大量開裂和脫落，也會造成過熱器管內部的堵塞，同樣會造成過熱器管的局部過熱，導致管子強度降低。過熱器管局部過熱、強度降低的最后結果就是在管子最薄弱處發生爆管。

3.4 過熱器管壁厚與強度的關系

過熱器管斷口開裂是由管子壁厚度最小處開始，對這樣壁厚的管子進行管子承壓處的強度計算，來判斷這些管子是否還能繼續服役。

參照國家標準GB/T9222-2008《水管鍋爐受壓元件強度計算》，介質溫度tJ為540℃時，壁溫tb為tJ+50℃，即590℃。對于TP-347H，壁溫590℃所對應的許用應力[σ]為99MPa。

彎管外側的最小需要厚度δwmm按式（1）計算：

式中：C1為設計計算和校核計算考慮腐蝕減薄的附加厚度，一般選0.5mm；δWL為彎管外側所需理論計算厚度。

式中：K為彎管形狀系數，K=（4R+DW）/（4R+2DW），其中R為彎管半徑；DW為管材外徑；δL為直管理論計算厚度，δL=pDW/（2φh[σ]+p），其中p為計算壓力，一般取介質壓力的1.15倍；φh為縫隙減弱系數，對于無縫鋼管，φh=1。

對于目前的試樣，由于過熱器彎管半徑遠大于管子本身的直徑，可以作為直管來計算，得到最小厚度值。如果管壁厚達不到這個值，就不具備服役條件了。代入數值計算可得：

即便是直管，安全服役的最小厚度為1.8149mm。

由此可見，1號過熱器管和2號過熱器斷口起始點的管壁厚度分別只有0.8mm和1mm，遠遠小于管子服役的安全厚度，因此，在管內高壓汽體介質的作用下，該處成為過熱器管爆裂的起始點，是過熱器發生爆管的直接原因。

4 預防高溫腐蝕的措施

4.1 三級過熱器溫度的控制優化

控制過熱器溫度是控制腐蝕速率的有效措施。機組運行初期，上料系統不穩定，經常出現堵料現象，負荷難以調整；生物質混合燃料，摻配不均勻，造成入爐燃料熱值不穩定，過熱器超溫現象時有發生，最高達到600℃，是腐蝕主要原因。隨著上料系統的不斷完善，以及過熱器溫度控制精準度的提高，使過熱器超溫情況減少。同時，增加三級過熱器溫度報警，并將三級過熱器溫度列入小指標考核，嚴格控制超溫時間。2015年初對2臺鍋爐三級過熱器進行了整體更換，按照鍋爐廠家原設計材質、管徑沒有改變，經過1年多的運行，三級過熱器管壁厚度腐蝕減薄在0.5mm左右，較之前的2mm/a有很大好轉。

4.2 吹灰汽源改造

蒸汽吹灰也是三級過熱器減薄爆管的原因之一，吹灰汽源蒸汽水量大、壓力過高以及吹灰頻次過高是對過熱器造成影響的主要因素。

（1）吹灰汽源設計取自汽包的飽和蒸汽，經過減壓分配到吹灰分汽缸。對應分汽缸壓力（1MPa）下的蒸汽飽和溫度約180℃，且自動疏水形式，不易將疏水排放干凈，導致蒸汽含水量較大。而三級過熱器管壁溫度較高在500～600℃，使三級過熱器管產生典型熱疲勞特征，水的動能很大，所以蒸汽帶水使受熱面管子的吹損速度非常快。

（2）來自于汽包的飽和蒸汽，雖然經過減壓閥降低了壓力，但是吹灰壓力仍難以控制。汽包壓力9.5MPa需要降低到1MPa，如果控制不當，極易導致吹灰壓力過高，對受熱面管壁的吹損程度更加嚴重。

（3）根據鍋爐廠家建議，每個班次（8 h）對鍋爐各受熱面循環吹灰1次，雖然控制了鍋爐受熱面結焦、積灰，但也易導致受熱面吹損。

針對上述幾點，在三級過熱器整體更換后，對吹灰汽源進行了改造。采用供熱母管過熱器蒸汽（0.85MPa，280℃）代替原來汽包減壓后的飽和蒸汽，降低了吹灰蒸汽溫度與三級過熱器管壁的溫差；對吹灰器自動工作流程中疏水的時間作了調整，由時間控制改為溫度控制，保證蒸汽的過熱度，過熱器蒸汽帶水情況明顯改善；調整吹灰頻率，由原來每班吹灰1次調整為每天吹灰1次。實際運行中，尾部排煙溫度和各受熱面積灰情況沒有發生明顯變化，同時也降低了吹灰對三級高溫過熱器的不利影響。

4.3 燃料含水量控制

因為入爐生物質燃料含水量高，特別是秸稈類和樹皮類入爐水分在30%～50%，高水分燃料入爐后，著火相應延遲，爐內流化速度大，燃料在爐內的有效停留時間短，造成燃燒效率下降，燃料熱值偏低，燃料消耗量更大；著火滯后引起的爐膛上部溫度偏高使過熱蒸汽超溫，尤其是三級過熱器（屏式過熱器）管壁溫度偏高，易形成高溫堿腐蝕；另外，由于燃燒產生的煙氣量增加，排煙溫度升高，增加鍋爐的排煙損失，降低鍋爐效率。

因此，要使鍋爐安全穩定運行，必須控制入爐燃料的水分在合理范圍內，首先應控制收購的燃料含水率，杜絕人為加水，其次生物質流化床鍋爐應建立足夠的防雨料庫，從源頭上控制燃料入爐含水率。

5 結語

通過對三級高溫過熱器腐蝕的分析，針對各種引起高溫腐蝕的原因采取了相應的措施，在實際運行中，取得了很好的效果，對生物質發電過程中類似問題的解決具有借鑒意義。

[1]岳增武.燃用生物質鍋爐末級過熱器腐蝕原因分析[J].熱力發電，2013，42（2）:104-106.

[2]李慶，宋軍政，聶志鋼.130 t/h燃生物質鍋爐過熱器管子腐蝕原因分析[J].發電設備，2009，23（3）:67-71.

[3]馬福強.生物質鍋爐過熱器管材的高溫耐腐蝕性研究[D].北京：華北電力大學，2012.

[4]王永征，姜磊，岳茂振，等.生物質混煤燃燒過程中受熱面金屬氯腐蝕特性試驗研究[J].中國電機工程學報，2013，33（20）:107-114.

[5]張軍，范志林.灰化溫度對生物質灰特征的影響[J].燃料化學學報，2004（5）:36-40.

[6]徐少峰，彭福仁.300 MW亞臨界鍋爐末級過熱器爆管的分析及預防[J].浙江電力，2009，28（5）:29-31.

（本文編輯：張 彩）

Cause Analysis on Corrosion of High-temperature Superheater of Biomass Boiler and the Countermeasures

WANG Zhenyu，CAO Yijie，ZHANG Zimei
（Jiangsu Luenmei Bio-Energy Co.，Ltd.，Taizhou Jiangsu225300，China）

According to the structure and operation characteristics of biomass boilers，the paper，in combination with actual production and operation experience，analyzes and summarizes the corrosion causes of high-temperature superheater in terms of superheater material and the principle of high-temperature corrosion. Through technological optimization on superheater temperature control，transformation of soot-blowing steam，water content control in the fuel as well as adoption of high-temperature corrosion prevention measures during biomass boiler operation，the superheater is better protected to improve continuous operation capability of the boiler.

biomass；boiler；high-temperature corrosion；superheater

TK228

：B

：1007-1881（2016）09-0053-04

2016-05-06

王振宇（1976），男，工程師，從事生物質發電方面的研究。