采用给水加氧抑制高加流动加速腐蚀

1、采用给水加氧抑制高加流动加速腐蚀伊敏电厂现役 #1、 #2机组均为两台俄供 K-500-240-4 型汽轮机组，分别于 98年 11 月和 99 年 9 月投入运行。 #2 机组经运行 10 个月后 #8 高压加热器盘香管就发生爆管漏泄，随后#6 、#7、#8 高加相继多次爆管漏泄。通过对泄漏的盘香管检查和分析，认为泄漏的主要原因是 流动加速腐蚀(FAC)。通过研究与论证，从局部更换材料和采用给水加氧处理两方面着手， 成功地抑制了 FAC。关键词：高加 流动加速腐蚀 全挥发处理 加氧处理1 高加结构特点：伊敏电厂高加为立式焊接结构，由俄罗斯红色锅炉厂制造，#6、 #7、#8 高加的型号分别为

2、nB 1800-37-2.0、nB 1800-37-4.5、nB 1800-37-6.5，其技术 特性见下表： 加热器基本部件由壳体和管系统组成， 壳体法兰采用帽式螺栓和全通螺母。 管 材和壳体均为普通碳钢。这种盘香管式加热器在国内非常少见。2 高加漏泄的经济损失与原因分析如果高加因漏泄退出运行， 机组的发电能力和效率都将降低。夏季将降低出力约50MW冬季约30MW/按照实际每日的发电情况计算，机组每天带额定负荷为 57小时，影响发电量夏季为250350MW冬季为150210MW/另外，机组每退出一台高加运行每度电将多燃煤0.5g，按400MW负荷计算，每一次漏泄需3天处理时间计算，将多燃标准

3、煤 14.4 吨。因此，除了少发电外，经济损失也较大。 #2机组在投产 10 个月后，高压加热器换热盘管的进水口附近就发生了严重的腐蚀减薄泄漏，致使高压加热 器不能正常投用， 从而影响了机组的热效率及出力。 高加的腐蚀泄漏问题， 一直是我厂的老 大难问题。 为此我厂在机组停运时对高加进行了全面的检查， 以便找出漏泄原因。 检查发现 高加发生泄漏的部位集中在凝结水冷却区1 4排和蒸汽凝结区下部 36排盘香管接供水联箱的部位见图 1 左侧，并且通过对 #2 机组三台高加盘香管全面测厚检查以及割管检查，发现此 区域的弯管从联箱焊口到其后约150mm的长度内均存在腐蚀减薄，管壁内侧有腐蚀麻坑，见图1右

4、侧。图1高加损坏的部位和内表面状态根据现场实际运行参数，给水流量在1000t/H1500t/H之间，每台高加盘香管为 684盘，盘香管规格为 32X 5mm管内额定流速为 1.06 9m/s 根据 Re=Vd/v =1.069 X 0.022/ (1X 10 -6 ) =2.4 X 104 20000 判断，盘香管内流动状 态为紊流状态。 在盘香管的弯头处， 水流动条件非常恶化。由于水处于还原状态下，铁表面形成的四氧化三铁氧化膜的附着力差， 在水流的冲击下会撕裂、 溶解使之铁的表面不再具有保护性，即发生流动加速腐蚀（ FAC）。3 拟定抑制FAC的措施为有效抑制流动加速腐蚀，可以采取两个措施，

5、一是材料本身能形 成良好的保护膜，二是环境促使材料形成良好的保护膜。为了确保机组的安全运行，经 技术论证，决定同时采取以下两个措施，即：（1）对于#2 机组已检查出的减薄盘香管进行更换，盘香管与联箱连接部分更换为合金钢管 来提高耐流动加速腐蚀性能。（2） 伊敏发电厂与国电热工研究院合作于2003年 10 月对#2 机组进行给水加氧处理试验。目的是使钢铁表面形成耐流动加速腐蚀的a -Fe2O3氧化膜。4 给水加氧处理4.1 原理目前公认发生 FAg水的处理方式关系较大。在还原性全挥发处理的条件下，钢铁的表面所形成的双层 Fe3O4氧化膜，即由致密的内伸Fe3O4层和多孔、疏松的Fe3O4外延 层

6、构成。当局部水流动条件恶化时，由于疏松的Fe3O 4外延层不耐水流的冲击，水作为氧化 剂其氧化能力又非常弱， 没有能量使 Fe2 氧化为 Fe3 并随后转化为具有保护作用的 a -Fe2 O3氧化膜覆盖层，Fe3O 4氧化膜处于活性状态。这时给水系统的局部会发生流动加速腐蚀。 在氧化性工况下，由于不断地向金属表面供氧，水的氧化还原电位升高，氧化能力增强。由 图2可知，氧化还原电位可提高 0.3V以上。这样通过内层 Fe3O4微孔扩散迁移出来的 Fe2 将在孔内或在氧化膜表层被就地氧化，生成Fe2O3并沉积在Fe3O4层的微孔或颗粒的空隙中，封闭了 Fe3O4膜的孔口，其结果是在碳钢表面生成了致

7、密稳定的双层保护膜，从而，大大降低了铁的腐蚀溶出。图 2 加氧处理对钢铁表面膜形态的影响4.2 给水加氧处理的要求采用给水加氧处理，对机组的材质和水质有一定的要求。根据调查，伊敏发电厂 #2机组的轴封加热器为表面式加热器，换热管为碳钢管；#1、 #2低压加热器为混合式加热器， 3、 #4 低压加热器管为不锈钢管； #6、 #7、 #8 高压加热器管为碳钢管。 凝结水采用100精处理，其出水的氢电导率均小于0.10卩S/cm,炉前给水氢电导率小于 0.15卩S/cm。综上所述，机组材质和给水水质等方面均符合DL/T805.1-2002火电厂汽水化学导则第 1 部分：直流锅炉给水加氧处理 的要求,

8、 所以可以将给水处理方式由原设计的全 挥发处理（AVT）改为加氧处理（OT。4.3 加氧试验准备工作停止加联氨，给水的 pH值控制在9.09.3。4.3.2 加氧设备的设计与安装加氧系统设计成两点加氧，其中一点为三级泵入口母管（压力约为O.IMPa）;另一点为除氧器出口下降管（压力约为0.8MPa）。通过调节加氧控制柜上的流量计来调整加氧量， 并且在面板上同步显示凝结水和给水的氢电导率。 当给水的氢电 导率大于0.15卩S/cm且凝结水的氢电导率大于 0.30卩S/cm时，加氧系统将自动关闭，停止加氧。运转员确认给水的氢电导率小于0.15卩S/cm时，按复位按纽，加氧系统重新开始加氧。氧气系统

9、安装完毕后， 首先用四氯化碳清洗加氧控制系统的油渍， 然后用氮气进行吹扫。 氮气吹扫完毕后进行耐压和严密性试验，加氧母管耐压试验压力为12MPa减压阀后管道和控制柜耐压试验压力均为1.2MPa。耐压试验结束后进行加氧系统安全门的整定（整定压力为1.25MPa），安全门整定后进行严密性试验。4.3.3 对有关化学在线仪表进行校验为了确保水汽品质，在进行给水加氧处理前，对水汽 系统的主要在线仪表进行了校验， 以保证测量结果准确， 并确保水汽系统在线仪表能连续投 入运行。4.3.4 测试仪表校验和测试方法的确定使用 OX-1 1型便携溶解氧测量仪测定各水汽取样点的溶解氧并与在线溶解氧表相比较，使用D

10、DB-303A型便携电导率测量仪测定各水汽取样点的直接电导率或氢电导率并与在线电导率表相比较。采用邻菲罗啉法（GB/T14427）测定水汽系统中的铁，采用锌试剂法（GB/T14418）测定铜，所用光学仪器为721分光光度计；采用DI0NEX-500型离子色谱仪测定水样中阴离子Cl-、SO42-、PO43-和有机酸HCOO、H3CC0O-等。4.3.5 精处理设备出水水质控制为了保证给水加氧处理的水质，要求精处理出口水的氢电导率最好小于0.10卩S/cm,给水氢电导率小于0.15卩S/cm,这样凝结水必须进行全流量精处理， 并且要求精处理混床再生时阴、 阳树脂能较彻底地分离， 运行时严格控制精处

11、理除盐 装置的出水氢电导率小于0.10卩S/cm。4.4 试验步骤及结果4.4.1#2机组给水加氨时水汽品质查定结果 2003年10月 19日至22日,#2机组给水只采用加氨处理,不加联氨和氧,凝结水全部经过精处理,进行水汽品质全面查定试验,确定了#2 机组的水汽品质及其变化规律。 试验结果表明, #2 机组给水在只采用加氨处理的方式下, 约为1.01.5卩g/L ,属正常水平。4.4.2 #2机组给水加氧转化处理及氧平衡试验结果 2003年 10月 22日9:30 开始向除氧器下水管加氧，保持加氧点的初始加入氧浓度为100卩g/L200 g/L。11月6日10:20开始向三级凝结水泵入口加氧

12、， 整个水汽系统的钝化转换过程共计用时约 31 天。溶解氧平衡后， 调整加氧量，维持除氧器入口溶解氧3050卩g/L ,炉前给水溶解氧3070卩g/L。4.4.3 pH调整试验及结果机组加氧试验期间，给水的pH维持在9.09.3。整个水汽系统氧平衡后给水的pH维持在8.59.0。这样不但减少了加氨量，延长了前置阳床的运行周期，水汽系统的铁、铜含量也降到较低水平。4.4.4 水汽系统阴离子查定试验及结果给水实施加氧处理后，对#2机组各水样中的阴离子进行了查定，采用 DI0NEX-500型离子色谱仪进行测定，氯离子、硫酸根离子均降到极低水 平，见表 1。表 1 ：#2机组给水实施加氧处理期间阴离子

13、测定结果单位：4.5#2机组加氧处理效果评价给水由AVT改为OT后，高加盘香管内表面形成均匀、致密的氧化膜，而原来采用的 AVT时，内表面有密密麻麻的腐蚀坑点（见图3）,给水采用OT后,炉前给水平均含铁量从5.22卩g/L降低到1.52卩g/L ,含铜量没有增加。由于采用OT后水汽系统氨含量降低，凝结水中的含铜量有一定程度的降低。字串1AVT时高加盘香管内表面状态OT时高加盘香管内表面状态图3AVT和OT时高加盘香管内表面状态比较炉前给水含铁量的大幅度降低，说明 #2机组高压加热器系统的流动加速腐蚀（FAC得到了明显的抑制，进入锅炉的腐蚀产物也随之大幅度降低， 这将大大降低锅炉省煤器和水冷壁腐蚀产物的沉积 量，从而延长锅炉的化学清洗周期。5 结论（1）实施给水加氧处理后，