胡慶權，張華聰

(重慶合川發(fā)電有限責任公司，重慶 401536)

鍋爐燃燒器低氮改造后發(fā)生高溫腐蝕的原因分析及防止措施

胡慶權，張華聰

(重慶合川發(fā)電有限責任公司，重慶 401536)

對水冷壁高溫腐蝕的原因進行分析，采用不同的燃燒器型式，對水冷壁進行噴涂表面處理；根據機組不同的運行工況優(yōu)化配風方式， 合理組織燃燒，改善貼壁氣成分等防止高溫腐蝕措施，可遏制高溫腐蝕的形成和發(fā)展，提高鍋爐設備的安全性和可靠性。

鍋爐；水冷壁；高溫腐蝕；防止措施

為減少燃煤電廠鍋爐NOx排放而進行燃燒器低氮改造后，即使是燃用相同煤種的相同型式的鍋爐，由于運行條件不同，燃燒器高溫區(qū)域的水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的現象也會大不相同，腐蝕后的管壁減薄形貌也不相同。

1 產生高溫腐蝕的機理和條件

1.1 機理

在燃煤鍋爐中，高溫腐蝕類型大致分為硫酸鹽型、氯化物型、硫化物型及其混合型。硫酸鹽型腐蝕主要發(fā)生在高溫受熱面上；氯化物型和硫化物型腐蝕主要發(fā)生在燃燒器高溫區(qū)域的水冷壁管上。水冷壁的高溫腐蝕通常是由這3種類型腐蝕復合作用的結果。

硫酸鹽型高溫腐蝕的形成：在爐內高溫條件下，煤中NaCl中的Na+易揮發(fā)，除一部分被熔融的硅酸鹽捕捉外，有一部分與煙氣中的SO3發(fā)生反應，形成Na2SO4；另一部分是易于揮發(fā)性的鉀發(fā)生置換反應，與SO3化合，生成K2SO4。而堿金屬硫酸鹽(Na2SO4、K2SO4)有黏性，且露點低。當堿金屬硫酸鹽沉積到受熱面的管壁后會再吸收SO3，并與Fe2O3及Al2O3作用生成焦硫酸鹽(Na·K)2S2O7。這樣一來，受熱面上熔融的硫酸鹽(M2SO4)吸收SO3，并在Fe2O3及Al2O3作用下生成復合硫酸鹽(Na·K)(Fe·Al)SO4，隨著復合硫酸鹽的沉積，其熔點降低，表面溫升升高。當表面溫升升高到熔點，管壁表面的Fe2O3氧化保護膜被復合硫酸鹽破壞，使管壁繼續(xù)腐蝕。另外，附著層中的焦硫酸鹽(Na·K)2S2O7熔點低，更容易與Fe2O3發(fā)生反應，生成(Na·K)3Fe(SO4)3，即形成反應速度更快的熔鹽型腐蝕[1]。

氯化物型腐蝕的形成：在爐內高溫下，原煤中的NaCl易與H2O、SO2、SO3反應，生成硫酸鹽(Na2SO4)和HCl氣體。同時，凝結在水冷壁上的NaCl也會和硫酸鹽發(fā)生反應，生成HCl氣體。因此，沉積層中的HCl濃度要比煙氣中的高很多，致使受熱面管壁表面的Fe2O3氧化保護膜破壞。有研究表明，這種情況在CO和H2濃度超過一定范圍的強還原性氣氛中則更為強烈。

綜上所述，燃煤中的S、Cl、K、Na等物質的存在是發(fā)生高溫腐蝕的內在根源。而燃用劣質煤所需要的氣流擾動和較高的燃燒溫度，煤粉火焰刷墻以及水冷壁附近出現的還原性氣氛，為產生水冷壁高溫腐蝕提供了充分條件。

1.2 條件

根據相關資料，要產生高溫硫化腐蝕，需具備以下幾個條件[2]。

1)燃煤含硫量較高，存在一定含量的S、Cl、K、Na等可產生高溫腐蝕的物質。

2 )水冷壁管壁腐蝕區(qū)域的壁溫在320 ℃以上。

3 )水冷壁局部范圍嚴重缺氧，存在較大的還原性氣氛(CO、H2)和腐蝕性氣體(H2S)，局部缺氧時，特別是當O2量低于1.5%時，H2S含量急劇增加。

4 )煤粉氣流沖刷水冷壁，造成腐蝕產物的剝落，使得腐蝕不斷地滲透到內層，使腐蝕加速進行。

2 發(fā)生高溫腐蝕的實例分析

2.1 改造情況介紹

某電廠一期2×300 MW機組自投運以來，由于實際燃用煤質與設計煤質相比有較大偏差等原因，鍋爐NOx排放量較高，已無法適應嚴格的國家環(huán)保政策。對兩臺鍋爐進行了低氮燃燒器改造，運行一年后，2#鍋爐發(fā)生了高溫腐蝕；1#鍋爐運行良好。

兩臺鍋爐系東方鍋爐廠生產的DG1025/18.2-Ⅱ4型亞臨界參數、四角切圓燃燒、自然循環(huán)汽包爐，單爐膛п型露天布置，燃用煙煤。兩個假想切圓的直徑分別為Φ681 mm和Φ772 mm。每角燃燒器共有15層噴口，其中一次風噴口5層，二次風噴口7層，三次風噴口2層，用于降低NOx生成量的頂二次風噴口1層。一次風噴口四周有周界風，每角燃燒器分上下兩組。上組燃燒器有8層噴口，下組燃燒器有7層噴口。燃燒器為水平濃淡燃燒器，在一次風風管中采用“百葉窗”式的煤粉濃縮器。煤粉燃燒器的主要設計參數如表1所示。

表1 煤粉燃燒器的主要設計參數(設計煤種，BMCR工況)

為盡可能降低NOx的排放，提高鍋爐燃燒穩(wěn)定性，對燃燒器進行改造，將原燃燒器進行整體更換，改造后的燃燒器將主要在以下幾方面采取措施來降低NOx的排放，增加鍋爐燃燒的穩(wěn)定性[3]。

1)燃燒器各層標高重新調整，增加燃盡風，以達到提高穩(wěn)燃能力和降低NOx排放的目的。

2)優(yōu)化燃燒器設計參數，提高穩(wěn)燃能力。

3)對一次風管內的“百葉窗”式煤粉濃縮器進行優(yōu)化設計。

4)一次風噴口中采用垂直半錐體，半錐體位于濃側噴口內，使一次風濃煤粉氣流反切噴入爐內，以增強煤粉氣流的著火和穩(wěn)燃能力；在濃側噴口邊沿設置穩(wěn)焰齒，增加一次風濃煤粉氣流周界面積和湍動度，強化著火。

5)一次風噴口兩側布置偏置周界風，背火側的周界風噴口較大，向火側較小。

6)部分二次風噴口正向偏轉，以增大爐內旋轉煙氣的實際切圓，向煤粉氣流根部提供更多的高溫煙氣量，穩(wěn)定煤粉氣流的著火燃燒。

2.2 一、三次風調平及爐內空氣動力場試驗結果

通過調整一次風管道上可調縮孔，采用標準BS1(系數為0.755)，每根管道測量16個點，采用均方根計算出各管道平均動壓，并計算出各一次風管道風速及同層各風管風速偏差。一、三次風粉管調平，流量偏差均低于5%。

根據測試數據顯示，一次風切圓往左偏300 mm，切圓直徑4.6 m無刷墻貼壁現象。最高風速形成切圓的直徑為5.6 m，位置居于爐膛正中，爐內氣流無刷墻貼壁現象，通過觀察飄帶，無沖底現象。彩煙顯示，爐內切圓良好。

一、二、三次風調平及爐內動力場試驗結果顯示：各層一次風風量調整平衡，同臺磨2只三次風管風量平衡，滿足爐內切圓燃燒需要。一、二次風全開情況下，冷態(tài)動力場試驗顯示，爐內切圓居于爐膛正中，無偏斜，爐膛充滿度好，無刷墻貼壁現象。

2.3 改造后發(fā)生高溫腐蝕爆管

2.3.1 事件經過及設備損壞情況

2015年4月28日20時20分時，2#機組負荷300 MW，鍋爐后墻水冷壁管，標高約25 m(E層一次風噴口層)，從鍋爐B側往A側數：第75根、第77根爆管，爆管后水汽對附近水冷壁管沖刷，造成第74根、第76根水冷壁管管壁減薄。經過對全爐膛區(qū)域水冷壁側厚檢查，四側墻燃燒器相同區(qū)域水冷壁管均發(fā)生高溫腐蝕，共更換了304根水冷壁管，總長2 204 m。

2.3.2 原因分析

為徹底查清原因，對水冷壁爆管進行了理化分析。通過宏觀檢查、金相檢測、垢樣分析，發(fā)現爆破管子外表面粘附著大量煤灰，并附有明顯厚度的腐蝕產物，且有明顯的氣流沖刷痕跡，從最薄處向兩側方向處有明顯的轉角。此外，對離爆管兩端100 mm范圍內，進行了厚度測量，管子向火面最小壁厚為1.3 mm，其余大多在2.2～2.8 mm范圍內。垢樣分析結果表明，材料受到嚴重的硫腐蝕。綜合檢查結果與相關爆管情況，可以判斷爆管的主要原因是由火焰吹偏造成的煙氣沖刷和高溫腐蝕。

2013年底鍋爐低氮燃燒器改造后，因增加了燃盡風量，鍋爐主燃燒器區(qū)域在低氧燃燒的方式下，使得該區(qū)域四周水冷壁長期處于較強的還原性氣氛中，進一步加劇了水冷壁的高溫硫化腐蝕。機組長期燃用高硫煤，鍋爐水冷壁出現了不可避免的高溫硫化腐蝕現象，導致水冷壁管逐漸腐蝕減薄。

通過與1#鍋爐腐蝕現象的對比分析，2#鍋爐腐蝕現象特別嚴重。兩臺鍋爐燃燒器低氮改造結構型式相同，燃用相同煤種，運行方式相同，累計運行時間相近，但運行的負荷率相差較大，2#鍋爐運行負荷率較1#鍋爐低10%左右，長期低負荷運行，會造成運行條件不同，發(fā)生高溫腐蝕的現象相差較大。造成2#鍋爐發(fā)生高溫腐蝕爆管的主要原因：長期低負荷運行，為達到低NOx效果，上層燃盡風保持最大開度且不參與調整，周界風基本關完，使得爐膛燃燒區(qū)域的二次風較少，維持較低氧量的運行方式，造成鍋爐燃燒器區(qū)域嚴重缺氧，CO含量大幅上升，燃燒器區(qū)域水冷壁側呈還原性氣氛，導致了水冷壁高溫硫化腐蝕現象的發(fā)生。

3 預防高溫腐蝕的措施

預防高溫腐蝕的措施有以下幾點。

1)全面檢查2#鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁，采取逐根測厚的方式，對壁厚低于5.3 mm的水冷壁管全部進行更換。

2)采取噴涂工藝，對燃燒區(qū)域進行防磨防腐蝕噴涂，以便在水冷壁向火側形成保護層，阻止爐膛高溫煙氣對水冷壁的腐蝕[4]。

3)定期對易發(fā)生高溫腐蝕區(qū)域的管壁進行定點測厚，及時分析、跟蹤，從中尋求“四管”的劣化趨勢，堅持“趨勢分析、超前控制，通過綜合判斷，盡早發(fā)現問題，采取防范措施。

4)制訂運行措施，加強燃燒調整[5]。

①制訂運行措施，在低負荷時上層燃盡風參與調整，保持周界風與上層燃盡風門的開度一致，關閉停運燃燒器的一次風，防止運行燃燒器區(qū)域嚴重缺氧。

②結合運行人員實際采用的燃燒調整方式，一次風噴口采用均等配風方式，而煤種變化后，改變配風方式，避免將兩相鄰一次風噴口之間的二次風量減少至零，造成局部缺氧[6]。

③采用四角布置切圓燃燒方式，煤粉射流的背火側(靠爐墻)利用側邊風，優(yōu)化補氣條件，防止局部缺氧。

④低負荷時，燃燒器周界風與燃盡風同步調節(jié)，控制爐膛出口氧量不低于3.0%～4.0%。四角燃燒后墻爐內溫度較前墻高100 ℃左右，并且后墻易產生結焦現象，應防止火焰中心明顯向后墻水冷壁偏斜。

5)三次風噴口布置在燃燒器區(qū)域上方，應控制制粉系統(tǒng)漏風，減少三次風所占份額。

6)利用機組等級檢修機會更換燒壞、變形的燃燒器, 調整燃燒器假象切園直徑，避免火焰對爐墻的直接沖撞。

7)保持煤粉均勻度和合理的細度；保持燃燒穩(wěn)定，防止持續(xù)燃燒不穩(wěn)和脈動火焰沖擊爐墻。

8)防止管壁超溫。機組長期低負荷運行，水冷壁管內水循環(huán)速度較低，使局部壁溫較滿負荷運行更高，當管外壁有黏附物時，發(fā)生高溫腐蝕的可能性更大。

9)加強煤種摻混，降低燃煤“平均”硫分，盡量采購硫分較低煤種。

4 結論

燃煤電廠鍋爐進行燃燒器低氮改造后，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕，是一個普遍現象。設計相同的燃燒器結構型式，燃用相同煤種，由于運行的負荷率相差較大，長期低負荷運行，造成運行條件不同，發(fā)生高溫腐蝕的現象相差較大。根據運行工況合理組織燃燒,優(yōu)化配風方式,改善貼壁氣成分等措施，可遏制高溫腐蝕的形成和發(fā)展，提高鍋爐設備運行的安全性和可靠性。

[1] 張翔，邵國楨.大型鍋爐水冷壁高溫腐蝕探討[J].鍋爐技術,2002,33(8)：9-13.

[2] 趙虹,魏勇.燃煤鍋爐水冷壁煙側高溫腐蝕的機理及影響因素[J].動力工程學報,2002,22(2)：1 700-1 704.

[3] 池作和，岑可法.鍋爐和熱交換器的積灰、結渣、磨損和腐蝕的防止原理與計算[M].北京：科學出版社,1994.

[4] 蔡志剛，謝濤.鍋爐管的高溫腐蝕及滲鋁防護[J].熱力發(fā)電，1996(1)：3-13.

[5] 曾漢才.大型鍋爐水冷壁的高溫腐蝕故障分析[J]. 華中電力，2001，14(4)：5-8.

[6] 黃新元.電站鍋爐運行與燃燒調整[M].北京: 中國電力出版社,2007.

AnalysisoftheHighTemperatureCorrosionAftertheNitrogen-ReductionRenovationfortheBurneroftheBoiler

HU Qingquan，ZHANG Huacong

(Chongqing Hechuan Power Generation Co., Ltd. of SPIC，Chongqing401536，P.R.China)

This paper analyzes the causes of the high temperature corrosion of the water cooled wall and introduces the surface spraying for it with different types of burners．Such measures as the optimization of the ways of air distribution based on operation conditions of the unit，reasonable combustion organization and the improvement of the air composition near the wall can keep down the formation and development of the high temperature corrosion as well as enhancing the security and reliability of the boiler．

boiler；water cooled wall；high temperature corrosion；preventive measures

TK223.25

A

1008- 8032(2017)05- 0032- 03

2016-11-03

該文獲重慶市電機工程學會2016年學術年會優(yōu)秀論文三等獎。

胡慶權(1964-)，高級工程師，主要從事火電廠鍋爐技術管理工作。