李 強(qiáng)

（大唐東北電力試驗(yàn)研究院有限公司，吉林 長春 130012）

0 引言

隨著國家環(huán)保政策的日趨嚴(yán)格，電廠鍋爐NOx排放標(biāo)準(zhǔn)為不高于50 mg／m3，鍋爐采用空氣分級和燃料分級相結(jié)合的設(shè)計(jì)理念，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)較低，導(dǎo)致主燃區(qū)缺氧燃燒，還原性氣氛增加，同時燃燒中高硫煤時，容易引起水冷壁管壁發(fā)生高溫腐蝕，嚴(yán)重影響鍋爐安全運(yùn)行［1］。

1 鍋爐概況

某電廠2×350 MW 機(jī)組鍋爐為超臨界、一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π 型鍋爐，采用前后墻對沖燃燒方式，共布置6 層燃燒器，每層4 支燃燒器，共24 支。制粉系統(tǒng)采用中速磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)。設(shè)計(jì)及校核煤質(zhì)參數(shù)見表1。

表1 煤質(zhì)參數(shù)

2 問題描述

該廠1 號鍋爐運(yùn)行投產(chǎn)1 年后，在機(jī)組停爐檢修時，發(fā)現(xiàn)鍋爐兩側(cè)墻從中層燃燒器至燃盡風(fēng)之間水冷壁存在非常嚴(yán)重的高溫腐蝕，如圖1 所示，尤其是最上層燃燒器至燃盡風(fēng)之間區(qū)域的水冷壁中心線兩側(cè)各3 m 范圍內(nèi)。通過割管取樣進(jìn)行壁厚測試，發(fā)現(xiàn)爐內(nèi)側(cè)最薄處為5.28 mm，爐外側(cè)最薄處為7.36 mm，所割管樣本爐內(nèi)側(cè)平均壁厚5.61 mm，爐外側(cè)平均壁厚為7.40 mm，管壁平均減薄1.79 mm，嚴(yán)重影響鍋爐的經(jīng)濟(jì)和安全運(yùn)行。

圖1 水冷壁高溫腐蝕

3 高溫腐蝕原因分析

通過檢查發(fā)現(xiàn)，爐膛腐蝕區(qū)域的水冷壁表面有層狀物，容易剝落，并且水冷壁表面不清潔，有較多的煤粉和灰粘污。對水冷壁腐蝕垢樣進(jìn)行化驗(yàn)分析，腐蝕產(chǎn)物的成分分析結(jié)果見表2。

表2 腐蝕產(chǎn)物質(zhì)量分?jǐn)?shù) %

從表2 中可以看出，腐蝕產(chǎn)物中鐵、硫含量較高，并結(jié)合腐蝕產(chǎn)物多為疏松易剝落的層狀物，成分為主要的鐵硫化物、鐵氧化物，判定為還原性氣氛下典型的硫化物腐蝕。其腐蝕原因基本上都與H2S 氣體以及腐蝕區(qū)域的還原性氣氛有關(guān)，腐蝕產(chǎn)物主要是鐵的氧化物與硫化物［2-3］。硫化物型高溫腐蝕產(chǎn)生的根源在于煤粉在缺氧條件下燃燒時生成了原子態(tài)硫和硫化物（H2S），而后與金屬基體鐵及鐵的氧化物發(fā)生反應(yīng)生成鐵的硫化物。盡管水冷壁煙氣側(cè)由于高溫形成3 層連續(xù)的具有保護(hù)性的氧化膜，由外向內(nèi)依次為Fe2O3—Fe3O4—FeO，但生成的S 對金屬氧化膜仍具有破壞作用，可以直接以滲透的方式穿過氧化膜，使內(nèi)部硫化，同時使氧化膜疏松、開裂、甚至剝落［4］。

4 燃燒調(diào)整優(yōu)化

4.1 實(shí)際燃用煤質(zhì)

鍋爐設(shè)計(jì)煤質(zhì)為中硫分、低揮發(fā)分的劣質(zhì)煙煤，實(shí)際運(yùn)行過程燃用的煤質(zhì)為低硫分、高揮發(fā)分的優(yōu)質(zhì)煙煤。實(shí)際燃煤統(tǒng)計(jì)與設(shè)計(jì)煤質(zhì)對比分析如表3 所示。

表3 煤質(zhì)對比分析

對設(shè)計(jì)煤質(zhì)和實(shí)際燃用煤質(zhì)對比分析，實(shí)際燃用煤質(zhì)收到基硫分較低，揮發(fā)分較高，著火溫度低，燃盡距離短，降低了不完全燃燒和火焰刷墻的概率，排除由于煤質(zhì)偏離設(shè)計(jì)煤質(zhì)引起的高溫腐蝕。

4.2 燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)門調(diào)整

在燃燒調(diào)整時發(fā)現(xiàn)，每層4 個燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)門擋板開度情況為中間兩個燃燒器的開度較大，靠近兩側(cè)墻的兩個燃燒器的開度相對較小，通過分析前后墻對沖燃燒鍋爐二次風(fēng)箱內(nèi)二次風(fēng)分配的規(guī)律，每層風(fēng)箱靠近中間位置靜壓高，進(jìn)入燃燒器的二次風(fēng)量相對較大，靠近兩側(cè)位置動壓大，靜壓低，進(jìn)入燃燒器的二次風(fēng)量也相對較低。根據(jù)該原則，將每層風(fēng)箱中間兩個燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)擋板開度減小，兩側(cè)燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)擋板開度全開，以此增加從兩側(cè)燃燒器進(jìn)入爐膛的二次風(fēng)量，降低爐膛兩側(cè)墻的還原性氣氛，減輕高溫腐蝕現(xiàn)象。該對比試驗(yàn)在350 MW 負(fù)荷下進(jìn)行。不同燃燒器二次風(fēng)門開度方式的對比試驗(yàn)工況見表4。表中只列出A 層燃燒器的二次風(fēng)門開度，其余5 層與A 層開度相同。

試驗(yàn)中保證爐膛出口氧量約3.5%，排除由于運(yùn)行氧量過低導(dǎo)致的還原性氣氛引起高溫腐蝕。試驗(yàn)時通過安裝在兩側(cè)墻的氣氛測點(diǎn)測量水冷壁近壁區(qū)的還原性氣氛。

表4 試驗(yàn)工況參數(shù)（二次風(fēng)門開度） %

4.3 結(jié)果與分析

鍋爐兩側(cè)墻水冷壁的煙氣取樣點(diǎn)如圖2 所示。表5 給出了兩種不同工況下兩側(cè)墻近壁區(qū)的煙氣成分。從表中可以看出，燃燒調(diào)整前后爐膛兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的氧量都在1%以下，煙氣中CO 體積分?jǐn)?shù)雖然有些下降，但仍達(dá)到25 000～50 000 μL／L，處在較高的水平，不足以改變側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的還原性氣氛。當(dāng)近壁煙氣中CO 體積分?jǐn)?shù)較高時，煙氣處于強(qiáng)還原性氣氛，H2S 的體積分?jǐn)?shù)也會迅速增加，極易造成水冷壁高溫腐蝕。

圖2 水冷壁側(cè)墻煙氣取樣點(diǎn)示意

通過試驗(yàn)中對不同工況下爐膛兩側(cè)墻的煙氣成分分析得知，通過燃燒調(diào)整并不能有效地緩解鍋爐兩側(cè)墻的還原性氣氛，必須通過改造的方式，引入貼壁風(fēng)來改變爐膛兩側(cè)墻近壁區(qū)的還原性氣氛，達(dá)到解決高溫腐蝕的目的。

表5 不同工況下側(cè)墻近壁區(qū)煙氣成分

5 數(shù)值模擬分析

為了更加深入地分析墻式對沖鍋爐低氮燃燒時兩側(cè)墻水冷壁產(chǎn)生高溫腐蝕的原因，針對燃燒調(diào)整試驗(yàn)的兩工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對增加貼壁風(fēng)改造進(jìn)行了模擬對比分析，增加貼壁風(fēng)改造選擇前后墻射流型方式和側(cè)墻壁面型貼壁風(fēng)結(jié)合的方案，3個模擬工況：工況1（即試驗(yàn)工況1）、工況2（試驗(yàn)工況2）和工況3（增加貼壁風(fēng)改造）。對比分析了兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的O2、CO 和H2S 體積分?jǐn)?shù)分布，具體見圖3—5。

對比發(fā)現(xiàn)，工況2 中雖然靠近兩側(cè)墻的燃燒器二次風(fēng)門開度較大，進(jìn)入燃燒器的二次風(fēng)較大，但是并不足以改變側(cè)墻的氧量較低的現(xiàn)象，盡管兩側(cè)墻的CO濃度有所下降，但是CO 體積分?jǐn)?shù)仍處于25 000 μL／L 以上，屬于較強(qiáng)的還原性氣氛，且兩側(cè)墻的H2S 濃度并沒有較大改善。

圖3 各工況下水冷壁近壁區(qū)O2分布

圖4 各工況下水冷壁近壁區(qū)CO 分布

圖5 各工況下水冷壁近壁區(qū)H2S 分布

工況3 是在工況2 的基礎(chǔ)上增加貼壁風(fēng)系統(tǒng)，從圖3—5 可以看出，通過增加貼壁風(fēng)系統(tǒng)后，兩側(cè)墻的氧量能夠達(dá)到3%～5%，CO 體積分?jǐn)?shù)降低到10 000 μL／L 以下，同時H2S 體積分?jǐn)?shù)也大幅下降，基本消除了兩側(cè)墻的還原性氣氛，起到解決高溫腐蝕的效果。

6 結(jié)語

前后墻對沖燃燒鍋爐低氮燃燒時，兩側(cè)墻存在較強(qiáng)的還原性氣氛，容易出現(xiàn)嚴(yán)重的高溫腐蝕，通過燃燒調(diào)整，增加靠近兩側(cè)墻的燃燒器的二次風(fēng)風(fēng)量，對緩解側(cè)墻的還原性氣氛沒有明顯效果。數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果吻合度較好，表明只通過燃燒調(diào)整并不能很好地解決前后墻對沖燃燒鍋爐兩側(cè)墻存在的高溫腐蝕現(xiàn)象。

通過數(shù)值模擬分析，增加貼壁風(fēng)系統(tǒng)，能夠很好地解決爐膛兩側(cè)墻的還原性氣氛，對下一步技術(shù)改造起指導(dǎo)作用。