龍吉生，嚴(yán)浩文，劉 建

（上海康恒環(huán)境股份有限公司，上海 201703）

1 引言

垃圾焚燒發(fā)電技術(shù)因其具有良好的減量化、資源化和無害化的特點，成為我國廣泛應(yīng)用的一種城市生活垃圾無害化處理技術(shù)。根據(jù)《中國城市建設(shè)統(tǒng)計年鑒2020》，全國城市生活垃圾無害化處理能力為963 460 t/d，其中焚燒處理能力為567 804 t/d，城市生活垃圾焚燒處理能力占比達(dá)到58.9%，該占比相對于2019 年有進(jìn)一步擴(kuò)大，焚燒處理已發(fā)展成為我國最重要的城市生活垃圾處理技術(shù)［1］。

高溫腐蝕是制約垃圾焚燒發(fā)電項目長周期穩(wěn)定運行的關(guān)鍵因素之一［2］。隨著垃圾分類推廣實施，垃圾熱值不斷提升，以及為追求更高的發(fā)電效率，垃圾焚燒發(fā)電項目余熱鍋爐主蒸汽參數(shù)不斷提高，高溫腐蝕問題將越來越突出［3］。黃聲和［4］以12Cr1MoVG 材料為例，分別研究了不同氧氣分壓力和不同煙氣溫度下，F(xiàn)e2O3和Fe3O4氧化層增長速率；張煒等［5］研究了12Cr1MoVG 材料在不同堿金屬混合熔鹽中的熱腐蝕行為。前人更多集中在高溫腐蝕機(jī)理的研究，較少結(jié)合垃圾焚燒發(fā)電項目實際運行情況對過熱器腐蝕爆管問題進(jìn)行分析。

本研究以某垃圾焚燒發(fā)電項目余熱鍋爐為研究對象，綜合實際運行爆管情況與理論計算結(jié)果，分析垃圾焚燒發(fā)電項目過熱器腐蝕爆管原因，并針對性提出改造優(yōu)化方案，為垃圾焚燒余熱鍋爐設(shè)計和運行提供有益借鑒。

2 余熱鍋爐過熱器爆管位置及管壁測厚

2.1 原始設(shè)計方案及過熱器爆管位置

本垃圾焚燒發(fā)電項目設(shè)計垃圾處理規(guī)模為2 250 t/d，原始設(shè)計入爐垃圾熱值7 116 kJ/kg，配置3 臺750 t/d 焚燒爐和3 臺中溫中壓余熱鍋爐。余熱鍋爐為單鍋筒、自然循環(huán)鍋爐，采用懸吊結(jié)構(gòu)，臥式布置，由3 個垂直膜式水冷壁煙道和1個水平煙道組成。余熱鍋爐基本技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 余熱鍋爐基本技術(shù)參數(shù)Table 1 Basic technical parameters of the waste heat boiler

本項目原始設(shè)計方案中，水平煙道內(nèi)依次布置前置蒸發(fā)器、高溫過熱器、中溫過熱器、兩級低溫過熱器、后置蒸發(fā)器和三級省煤器。高溫過熱器出口4 排采用TP347H 材質(zhì)，中間其余部分采用12Cr1MoVG 材質(zhì)，順流布置；中溫過熱器采用12Cr1MoVG 材質(zhì)，逆流布置。

本項目中溫過熱器沿?zé)煔饬飨蚬灿嫴贾?6排，每排52 列管束。3 臺爐曾多次在中溫過熱器位置發(fā)生腐蝕爆管。爆管前，鍋爐蒸發(fā)量達(dá)到設(shè)計額定負(fù)荷，由于垃圾熱值超出設(shè)計熱值，過熱器前入口煙溫超過650 ℃，兩級噴水減溫量超過6.5 t/h。

根據(jù)項目檢修記錄，多次爆管位置分布在中溫過熱器第一排第22 列至第33 列，多集中在排管上半部分距離頂棚約1.5～1.8 m 的位置，余熱鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1 所示，爆管位置如圖2 所示。

圖1 余熱鍋爐結(jié)構(gòu)示意Figure 1 Structure schematic of the waste heat boiler

圖2 爆管位置示意Figure 2 Schematic of the burst tube position

圖3 為現(xiàn)場過熱器爆管及腐蝕現(xiàn)場照片，可以看出，爆管區(qū)域管壁減薄嚴(yán)重，開口較大，斷口呈腐蝕狀，管內(nèi)壁光潔，未見明顯結(jié)垢現(xiàn)象，為典型高溫腐蝕減薄爆管。

圖3 腐蝕爆管照片F(xiàn)igure 3 Tube burst caused by corrosion

2.2 過熱器管壁測厚

本項目余熱鍋爐原始設(shè)計方案中高溫過熱器沿?zé)煔饬飨蚬灿嫴贾?2 排，每排38 列管束，中溫過熱器沿?zé)煔饬飨蚬灿嫴贾?6 排，每排52 列管束。高溫過熱器和中溫過熱器原始管壁厚度均為5 mm。圖4 和圖5 分別為某臺余熱鍋爐運行約6 個月高溫過熱器最后一排管壁和中溫過熱器第一排管壁距離頂棚高度1.75 m 位置的減?。ǜg）厚度，每根管子分別測試前、后、左、右4 組數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)為爆管前6 個月以及爆管時兩次的測厚數(shù)據(jù)的平均值之差。

圖4 高溫過熱器最后一排管壁6 個月減薄（腐蝕）厚度Figure 4 Reduced(corrosion)thickness of tube walls in the last row of high temperature superheater during six months

圖5 中溫過熱器第一排管壁6 個月減?。ǜg）厚度Figure 5 Reduced(corrosion) thickness of tube walls in the first row of medium temperature superheater during six months

根據(jù)圖4 和圖5 高溫過熱器和中溫過熱器減薄（腐蝕）厚度對比分析，本項目6 個月高溫過熱器管壁減薄平均厚度為0.14 mm，最大減薄厚度為0.28 mm，而中溫過熱器管壁減薄平均厚度為0.67 mm，最大減薄厚度為1.10 mm。高溫過熱器管壁腐蝕速度明顯低于中溫過熱器，這與本項目爆管情況統(tǒng)計十分吻合。根據(jù)爆管情況統(tǒng)計，本項目高溫過熱器未曾發(fā)生爆管事故，而中溫過熱器前兩排多次發(fā)生爆管事故。

3 余熱鍋爐過熱器腐蝕原因分析及改造優(yōu)化

3.1 過熱器壁溫計算分析及改造對策

通過分析本項目改造前一年的運行報表數(shù)據(jù)可知，本項目平均入爐垃圾熱值已經(jīng)達(dá)到7 953 kJ/kg，實際平均入爐垃圾熱值超過設(shè)計入爐垃圾熱值的11.8%。

圖6 所示為本項目改造前和改造后高溫過熱器、中溫過熱器區(qū)域煙溫、蒸汽溫度及壁溫計算結(jié)果。改造前計算邊界條件為本項目余熱鍋爐原始設(shè)計方案以及實際平均入爐熱值（7 953 kJ/kg）。從圖6（a）可以看出，煙氣側(cè)，高溫過熱器前入口平均煙溫為666 ℃，中溫過熱器前入口平均煙溫為590 ℃，中溫過熱器出口平均煙溫為489 ℃；工質(zhì)側(cè)，中溫過熱器入口蒸汽溫度為307 ℃，中溫過熱器出口蒸汽溫度為410 ℃，經(jīng)噴水減溫，高溫過熱器入口蒸汽溫度為374 ℃，高溫過熱器出口蒸汽溫度為450 ℃。

圖6 過熱器區(qū)域煙溫、蒸汽溫度及管壁溫度計算結(jié)果Figure 6 Temperatures calculation results of flue gas,steam and tube in the superheater area

爆管位置多位于中溫過熱器第一排煙道中間位置，這是由于煙道兩側(cè)煙氣流速低、煙溫低，中間流速高、煙溫高［6］，兩側(cè)管壁溫度熱偏差見圖7。本研究以蘇聯(lián)《鍋爐機(jī)組熱力計算——標(biāo)準(zhǔn)方法》（1973 年版）為基礎(chǔ)，在考慮過熱器管件吸熱不均勻系數(shù)、結(jié)構(gòu)不均勻系數(shù)、水力偏差系數(shù)等影響的情況下，經(jīng)壁溫計算（所述壁溫均指管外壁溫度，此壁溫=管內(nèi)蒸汽溫度+管內(nèi)壁溫升+管壁金屬熱阻引起溫升），高溫過熱器第一排壁溫為428 ℃，最后一排壁溫為493 ℃（管材質(zhì)為TP347H），其中倒數(shù)第五排管壁溫度為466 ℃（管材質(zhì)為12Cr1MoVG）；中溫過熱器第一排壁溫為472 ℃（管材質(zhì)為12Cr1MoVG），最后一排壁溫為341 ℃。根據(jù)彭耀鑫等［7］、張政等［8］的研究結(jié)果表明，當(dāng)過熱器壁溫小于450 ℃時，腐蝕比較輕微；當(dāng)過熱器管壁溫大于480 ℃時，腐蝕速度急劇加快。根據(jù)壁溫計算分析，過熱器壁溫超溫是本項目高溫腐蝕爆管的主要原因之一。

圖7 兩側(cè)管壁熱偏差狀態(tài)示意Figure 7 State schematic of the thermal deviation of the tube wall on both sides

為應(yīng)對垃圾熱值升高，嚴(yán)格控制過熱器管壁溫度，降低過熱器高溫腐蝕風(fēng)險。本項目鍋爐改造優(yōu)化方案在第三煙道增設(shè)26 片W 型水冷屏，總面積達(dá)450 m2。通過熱力計算，可實現(xiàn)過熱器前入口煙溫降低約73 ℃，高溫過熱器入口煙溫可降至593 ℃。同時，為進(jìn)一步降低中溫過熱器管壁溫度，將中溫過熱器優(yōu)化為順流布置。改造后高溫過熱器和中溫過熱器區(qū)域煙溫、蒸汽溫度及壁溫計算結(jié)果如圖6（b）所示。

改造前和改造后的熱力計算結(jié)果如表2 所示。

表2 改造前和改造后的熱力計算結(jié)果Table 2 Thermal calculation results before and after alteration

從圖6 和表2 可以看出，經(jīng)改造優(yōu)化后，煙氣側(cè)，高溫過熱器前入口平均煙溫為593 ℃，中溫過熱器前入口平均煙溫為543 ℃，中溫過熱器出口平均煙溫為355 ℃；工質(zhì)側(cè)，中溫過熱器入口蒸汽溫度為345 ℃，中溫過熱器出口蒸汽溫度為410 ℃，經(jīng)噴水減溫，高溫過熱器入口蒸汽溫度為404 ℃，高溫過熱器出口蒸汽溫度為450 ℃。經(jīng)壁溫計算，高溫過熱器第一排壁溫為437 ℃，最后一排壁溫為479 ℃（管材質(zhì)為TP347H），其中倒數(shù)第五排管壁溫度為462 ℃（管材質(zhì)為12Cr1MoVG）；中溫過熱器第一排壁溫為384 ℃（管材質(zhì)為12Cr1MoVG），最后一排壁溫為441 ℃。從壁溫計算可以看出，經(jīng)改造后，材質(zhì)12Cr1MoVG 承受的最高壁溫為462 ℃，相對于改造前下降約10 ℃，材質(zhì)TP347H 承受的最高壁溫為479 ℃，相對于改造前下降約14 ℃，壁溫下降效果顯著。

通過壁溫計算結(jié)果對比分析，高溫過熱器最后一排壁溫（493 ℃，TP347H 材質(zhì)）高于中溫過熱器第一排壁溫（472 ℃，12Cr1MoVG 材質(zhì)），且高于高溫過熱器倒數(shù)第五排管壁溫度（466 ℃，12Cr1MoVG 材質(zhì)）。同時，結(jié)合項目爆管情況統(tǒng)計以及過熱器區(qū)域管壁測厚情況分析判斷：①TP347H 材質(zhì)的高溫耐腐蝕性能明顯優(yōu)于12Cr1MoVG 材質(zhì)；②12Cr1MoVG 材質(zhì)在壁溫高于472 ℃時，耐腐蝕性能明顯下降，腐蝕速度急劇加快；③TP347H 材質(zhì)在壁溫約為493 ℃及以下溫度區(qū)域仍能具有良好的耐腐蝕性能。

3.2 速度場模擬分析及改造對策

本研究以本項目余熱鍋爐原始設(shè)計方案為原型進(jìn)行CFD 數(shù)值模擬研究，數(shù)值模擬邊界條件為入爐垃圾熱值7 953 kJ/kg，處理規(guī)模750 t/d，余熱鍋爐結(jié)構(gòu)尺寸為：爐排長度為14.8 m，爐排寬度為8.8 m，爐排傾角15°，前拱傾角25°，前拱水冷壁下集箱標(biāo)高18.530 m，后拱傾角38°，后拱水冷壁下集箱標(biāo)高12.450 m，爐頂集箱標(biāo)高36.015 m。數(shù)值模擬采用ICEM 來建立模型并對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，本項目垃圾焚燒爐及余熱鍋爐網(wǎng)格示意如圖8所示。

圖8 焚燒爐及余熱鍋爐網(wǎng)格示意Figure 8 Grid schematic of the incinerator and waste heat boiler

本項目改造前和改造后余熱鍋爐爐膛中心線處截面的速度云圖見圖9。從圖9（a）可以看出，垃圾焚燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔饨?jīng)3 個垂直水冷壁煙道后進(jìn)入水平煙道，高溫?zé)煔鉀_刷受熱面上部區(qū)域趨勢明顯。這是因為一方面煙氣經(jīng)3 個垂直水冷壁煙道后，在慣性作用下，上半部分流速高于下半部分流速；另一方面，煙氣溫度越高煙氣密度越低，高溫?zé)煔獬尸F(xiàn)向上集中的趨勢。高溫?zé)煔饪焖贈_刷受熱面的位置與本項目過熱器爆管位置均為受熱面上部分區(qū)域，依據(jù)速度場模擬情況判斷，煙道內(nèi)流場沖刷不均勻?qū)е戮植繘_刷加劇是引起本項目過熱器腐蝕爆管的另一主要原因。

為改善水平煙道內(nèi)流場沖刷不均勻現(xiàn)象，改造優(yōu)化方案中，在第一、二煙道隔墻和第二、三煙道隔墻末端設(shè)計折焰角結(jié)構(gòu)。圖9（b）為設(shè)置折焰角結(jié)構(gòu)后余熱鍋爐爐膛中心線處截面的速度云圖。對比圖9（a）和圖9（b）可知，增設(shè)折焰角后二煙道和三煙道內(nèi)流場得到明顯改善，煙氣分布更加均勻，有助于減小三煙道后墻附近的煙氣上沖速度，從而改善水平煙道上下偏流現(xiàn)象，減弱高溫?zé)煔鈱λ酵ǖ狼安繀^(qū)域（前置蒸發(fā)器、高溫過熱器和中溫過熱器）上半部分受熱面的沖刷。

圖9 余熱鍋爐爐膛中心截面速度分布云圖Figure 9 Velocity distribution contour of the furnace center section of the waste heat boiler

3.3 其他腐蝕影響因素分析

垃圾焚燒余熱鍋爐高溫腐蝕包括氣相腐蝕和熔鹽腐蝕。一方面，生活垃圾成分復(fù)雜，燃燒的煙氣中含有大量的氯化物，根據(jù)張云鵬等［9］的研究，氯化物、Cl2與Fe、Fe2O3發(fā)生一系列化學(xué)反應(yīng)生成FeCl3，而FeCl3熔點為303 ℃，易揮發(fā)。隨著燃燒不斷生成HCl、Cl2，氣相腐蝕反應(yīng)將一直持續(xù)進(jìn)行，而且反應(yīng)速率隨著反應(yīng)溫度的升高而加快；另一方面，垃圾焚燒產(chǎn)生的煙氣中含有大量的飛灰，飛灰沉積物附著、堵塞受熱面，不僅影響傳熱性能，而且管壁外黏結(jié)的堿金屬硫酸鹽與管壁氧化層反應(yīng)生成復(fù)合硫酸鹽，復(fù)合硫酸鹽呈熔化或半熔化狀態(tài)時，對過熱器管壁具有強(qiáng)烈的腐蝕作用。

根據(jù)腐蝕機(jī)理分析，燃燒煙氣成分中氯化物濃度、受熱面積灰程度、積灰中堿金屬硫酸鹽的濃度和過熱器區(qū)域的煙氣溫度均是影響過熱器高溫腐蝕的重要因素。此部分并非本次研究重點，不做過多的介紹。

3.4 改造效果

對比改造前和改造后運行報表統(tǒng)計數(shù)據(jù)，額定負(fù)荷運行下，高溫過熱器前入口煙溫實際降低約70～80 ℃，與理論計算結(jié)果一致。改造后運行6個月，對中溫過熱器第一排管壁測厚發(fā)現(xiàn)，管壁整體減薄速度相對于改造前明顯降低，達(dá)到改造預(yù)期效果。改造前、后中溫過熱器第一排管壁距離頂棚高度1.75 m 位置的減?。ǜg）厚度對比如圖10 所示。

圖10 改造前、后中溫過熱器第一排管壁6 個月減?。ǜg）厚度對比Figure 10 Comparison of the thickness （corrosion）reduction before and after renovation of the tube walls in the first row of the medium temperature superheater during six months

4 結(jié)論

1）過熱器區(qū)域管壁超溫和煙道內(nèi)流場沖刷不均勻，是過熱器高溫腐蝕的重要影響因素。為降低高溫腐蝕，應(yīng)通過增加蒸發(fā)受熱面面積、高溫及中溫過熱器采用順流布置等手段嚴(yán)格控制高溫過熱器和中溫過熱器管壁溫度。同時，應(yīng)在煙道內(nèi)設(shè)計折焰角結(jié)構(gòu)改善流場，降低局部沖刷不均勻性的影響。

2）TP347H 材質(zhì)的高溫耐腐蝕性能明顯優(yōu)于12Cr1MoVG 材質(zhì)。12Cr1MoVG 材質(zhì)在壁溫高于472 ℃時，耐腐蝕性能明顯下降；TP347H 材質(zhì)在壁溫約為493 ℃及以下溫度區(qū)域仍能具有良好的耐腐蝕性能。

3）對于垃圾焚燒余熱鍋爐過熱器區(qū)域，當(dāng)壁溫高于465 ℃建議管壁采用耐腐蝕性能不低于TP347H 的不銹鋼材質(zhì)或其他防腐工藝，例如堆焊等。

4）垃圾焚燒發(fā)電項目余熱鍋爐設(shè)計時，應(yīng)通過合理布置蒸發(fā)受熱面，嚴(yán)格控制過熱器入口煙溫在600 ℃以下；應(yīng)合理配置高、中、低三級過熱器面積，嚴(yán)格控制過熱器的壁溫，并根據(jù)壁溫計算情況，合理選擇各級過熱器材質(zhì)。其中，對于主蒸汽溫度450 ℃及以上的垃圾焚燒余熱鍋爐，為控制高溫過熱器和中溫過熱器管壁溫度，建議高溫過熱器和中溫過熱器均采用順流布置。