茅建波，張曉龍，陳小波，鄭建平，趙寅豐

（1.國網浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014；2.杭州意能電力技術有限公司，杭州 310012）

0 引言

我國大型電站燃煤鍋爐的水冷壁普遍存在不同程度的高溫腐蝕情況，這主要與采用空氣分級燃燒技術有關，該技術通過減少供給煤粉燃燒初期所需的空氣量，造成“貧氧富燃料”的燃燒氛圍，達到抑制NOX生成的目的?？諝夥旨壢紵绞讲豢杀苊獾貢谌紵鲄^(qū)域出現(xiàn)強烈的還原性氣氛，從而引發(fā)水冷壁管產生高溫腐蝕[1]，威脅鍋爐安全、經濟運行。水冷壁高溫腐蝕是典型的硫化物型高溫腐蝕，產生的根本原因是水冷壁壁面附近存在強還原性氣氛并伴有腐蝕性氣體H2S 的存在，其腐蝕速度與H2S 質量濃度成正比，而O2的存在可以有效抑制H2S 的生成[2]。目前，防止水冷壁高溫腐蝕的措施主要有水冷壁管高溫噴涂[3]、燃燒系統(tǒng)改造[4]以及燃燒優(yōu)化調整[5]等，對水冷壁貼壁氣氛分布規(guī)律進行研究，進而對鍋爐進行優(yōu)化調整，改善水冷壁貼壁還原性氣氛，防止水冷壁發(fā)生高溫腐蝕，不失為一個簡單、經濟且重要的手段。呂洪坤、李永生等[6-10]采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗的方法研究了前后墻對沖燃燒鍋爐不同運行工況下水冷壁貼壁氣氛的分布特性，取得了一些較有意義的成果。切圓燃燒鍋爐的燃燒組織方式與對沖燃燒鍋爐完全不同，針對切圓燃燒鍋爐，秦明[11]、馮強[12]采用數(shù)值模擬方法分別對1 臺600 MW 墻式切圓和四角切圓燃燒鍋爐爐內H2S 氣體的分布特性進行了研究，得到H2S主要分布在SOFA（分離燃盡風）與主燃燒器之間的壁面區(qū)域，H2S 質量分數(shù)與配風、給粉方式有關等結論。陳旭偉等[13]對1 臺1 000 MW 超超臨界雙切圓燃燒鍋爐水冷壁貼壁氣氛分布特性進行了現(xiàn)場試驗研究，研究結果顯示調整二次風配風方式可以減弱水冷壁貼壁還原性氣氛，偏差調整同層燃燒器各角二次風風量和周界風風量可以改善局部水冷壁貼壁還原性氣氛。薛曉壘[14]、鄒磊[15]分別采用現(xiàn)場試驗的方法研究了配風方式、運行O2體積分數(shù)等因素對600 MW 等級超臨界四角單切圓燃燒鍋爐水冷壁貼壁還原性氣氛的影響，研究結果表明，提高運行O2體積分數(shù)、減小燃盡風量、降低入爐煤中硫分含量可減弱水冷壁貼壁還原性氣氛，減少H2S 氣體的生成。

針對運行調整改善切圓燃燒鍋爐水冷壁貼壁還原性氣氛的研究相對較少，且基本是機組額定負荷下配風方式等影響因素的研究，未見燃燒器擺角等對水冷壁貼壁氣氛影響的研究。當前煤電機組調峰運行已是常態(tài)，機組經常性處于中、低負荷運行，基于此，對1 臺350 MW 超臨界四角切圓燃燒鍋爐進行了不同機組負荷、燃燒器擺角開度等運行方式對水冷壁貼壁氣氛影響的試驗研究，研究結果可為同類型鍋爐提供參考。

1 設備概況

某發(fā)電廠350 MW 機組鍋爐為超臨界參數(shù)、一次中間再熱、變壓運行直流爐，采用平衡通風、單爐膛、四角切圓燃燒、固態(tài)排渣、露天布置、全鋼構架懸吊、∏型結構。爐膛寬度為14 904 mm，深度為13 446 mm，爐頂管中心標高為61 400 mm。制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機正壓直吹冷一次風機制粉系統(tǒng)，配5 臺ZGM95K-II 型中速磨煤機，每臺磨煤機出口引出4 根煤粉管道連接到爐膛四角同一層的煤粉噴嘴。

燃燒系統(tǒng)采用低NOX同軸燃燒系統(tǒng)，設有5層煤粉噴嘴，在煤粉噴嘴四周布置有燃料風（周界風）。每相鄰2 層煤粉噴嘴之間布置有1 層預置水平偏角的CFS（輔助風噴嘴），在主燃燒區(qū)域上部設有2 層CCOFA（緊湊燃盡風）噴嘴，下部設有1 層二次風噴嘴，在距離主燃燒器區(qū)域上部6 m 布置有4 層可水平擺動的SOFA 噴嘴。每角共有17 層風室與噴嘴一一對應，從下往上依次編號為AA，A，AB，B，BC，C，CD，D，DE，E，EE，CCOFA1，CCOFA2，SOFA1，SOFA2，SOFA3 及SOFA4，均設置風門擋板調節(jié)進入每個噴嘴的二次風量，A，B，C，D，E 層為周界風，AA，AB，BC，CD，DE，EE 層為輔助風，燃燒器布置如圖1 所示。主燃燒器和SOFA 噴嘴由電動執(zhí)行器帶動可作±30°的上下擺動。

2 試驗方法

2.1 測點布置

水冷壁貼壁煙氣取樣測點布置在爐膛前、后墻，共7 層，前、后墻對稱布置，最下層記為第1層，依次向上，最上層為第7 層，沿爐膛寬度方向從左側至右側，測點依次標記為1，2，3，測點布置如圖1 所示。測點是在水冷壁鰭片上開孔，采用外徑為10 mm 不銹鋼管滿焊引至保溫層外。

2.2 測試方法

測量水冷壁貼壁氣氛時，用取樣泵將水冷壁貼壁煙氣從取樣管中抽出，經煙氣預處理器進行除塵、除濕和冷卻等預處理后送入Testo350 煙氣分析儀，測試煙氣中O2，CO 和H2S 的體積分數(shù)。測試時用煙氣分析儀自帶的稀釋功能對CO 的濃度稀釋20 倍，以防止CO 濃度過高超出分析儀器的量程。測試期間鍋爐維持穩(wěn)定運行，鍋爐設計煤種和試驗煤種的煤質分析參數(shù)如表1 所示。

表1 設計煤種和試驗煤種的煤質參數(shù)

3 試驗結果與分析

3.1 水冷壁貼壁氣氛分布

習慣運行方式下鍋爐水冷壁貼壁氣氛分布情況如表2—4 所示，表2 工況機組負荷為320 MW，ABCD 磨煤機組合；表3 為280 MW，BCDE 磨煤機組合；表4 機組負荷為250 MW，BCDE 磨煤機組合。

表2 320 MW 負荷時水冷壁貼壁氣氛分布

從表2 可以看出，主燃燒器區(qū)域（對應第1—4 層測點）水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)較高，CO體積分數(shù)大部分在0.5%以內，還原性氣氛較弱，H2S 氣體體積分數(shù)基本在70×10-6以內，僅第2、第3 層靠近前墻測孔1（1 號角）位置2 個測點的H2S 體積分數(shù)略高，約為107×10-6。從還原區(qū)至燃盡區(qū)，對應第5—7 層測點，水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)比主燃燒器區(qū)顯著降低，有多個測點幾乎檢測不到O2，CO 體積分數(shù)大幅升高，基本在1.1%～2.2%，最高為4.62%，H2S 體積分數(shù)基本在80×10-6～130×10-6，比主燃燒器區(qū)域明顯升高。

由表3 可以看出，機組負荷為280 MW 時，主燃燒器區(qū)域水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)比320 MW 時升高，CO 體積分數(shù)更低，大部分在0.1%以內，H2S 體積分數(shù)基本在55×10-6以內，最高點仍位于第2、第3 層前墻靠近1 號角位置，約為83×10-6。還原區(qū)和燃盡區(qū)貼壁O2體積分數(shù)大部分小于0.5%，CO 體積分數(shù)基本在2%～6%，最高為6.8%，還原性氣氛強烈，H2S 體積分數(shù)基本在100×10-6～200×10-6，最高達265.8×10-6。

表3 280 MW 負荷時水冷壁貼壁氣氛分布

表4 250 MW 負荷時水冷壁貼壁氣氛分布

從表4 結果看，機組負荷為250 MW 時，主燃燒器區(qū)域水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)高，整體平均為10%左右，CO 體積分數(shù)大部分在0.01%～0.03%，H2S 氣體體積分數(shù)基本在45×10-6以內。還原區(qū)和燃盡區(qū)水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)有所升高，基本不存在檢測不到O2的測點，但與主燃燒器區(qū)相比仍較低，H2S 體積分數(shù)基本在70×10-6～105×10-6。

由水冷壁貼壁氣氛分布特性可知，鍋爐燃燒系統(tǒng)預置水平偏角輔助風的設計效果比較明顯，不同機組負荷和磨煤機組合方式下主燃燒器區(qū)水冷壁貼壁還原性氣氛較弱，H2S 氣體體積分數(shù)基本在80×10-6以內。貼壁還原性氣氛存在向上累積的效應[8]，從還原區(qū)至燃盡區(qū)，貼壁O2體積分數(shù)較低，還原性氣氛強烈，以SOFA1 和SOFA2噴嘴（第6 層）標高區(qū)域尤為明顯，與此相對應，貼壁H2S 體積分數(shù)普遍較主燃燒器區(qū)域升高，大部分在70×10-6～150×10-6，最高達265.8×10-6。主燃燒器區(qū)域水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的風險較小，而還原區(qū)和燃盡區(qū)相對發(fā)生高溫腐蝕的風險較大，實際情況也正是如此，2018 年A 級檢修檢查發(fā)現(xiàn)從CCOFA1 噴嘴至SOFA4 噴嘴區(qū)域水冷壁存在局部高溫腐蝕情況。根據(jù)鍋爐水冷壁貼壁氣氛分布的特點，將重點研究鍋爐運行參數(shù)調整對還原區(qū)和燃盡區(qū)水冷壁貼壁氣氛的影響。

3.2 機組負荷的影響

BCDE 和ABCD 這2 種磨煤機組合方式下不同機組負荷時水冷壁貼壁氣氛如圖2 所示，圖中橫坐標字母“F”表示前墻，“R”表示后墻，測點編號如“F7-2”表示測點位于第7 層前墻第2 個測點，其余類似。BCDE 磨煤機組合方式分別進行了280 MW 和250 MW 負荷的試驗，試驗時CCOFA1和CCOFA2 風門開度保持15%，SOFA1，SOFA2和SOFA3 開度均為45%，SOFA4 開度為20%，燃燒器擺角（主燃燒器擺角和SOFA 噴嘴擺角）開度45%，配風方式維持不變；ABCD 磨煤機組合方式進行了340 MW 及320 MW 負荷的試驗，試驗時CCOFA1 和CCOFA2 風門開度保持15%，SOFA1，SOFA2 和SOFA3 開度均為65%，SOFA4開度為33%，燃燒器擺角開度50%，配風方式同樣保持不變。

由圖2 可以看出，總體上，隨著機組負荷的降低，水冷壁貼壁氣氛O2體積分數(shù)升高，還原性氣氛減弱，H2S 氣體體積分數(shù)下降。以BCDE磨煤機組合方式為例，280 MW 負荷時，第5，6，7 層各層測點O2體積分數(shù)平均分別為1.41%，0.44%和1.54%；250 MW 時分別為1.47%，0.94%和2.05%；280 MW 負荷時，第5，6，7 層3 層所有測點的平均O2體積分數(shù)為1.13%；250 MW 時為1.49%；水冷壁貼壁O2體積分數(shù)升高，平均CO 體積分數(shù)由2.16%降至1.74%，平均H2S 體積分數(shù)由102×10-6減小至74×10-6。

圖2 機組負荷對水冷壁貼壁氣氛的影響

機組負荷降低，入爐總燃料量減少，但是供給燃燒的空氣量不隨燃料量成比例減少，如上述機組負荷由280 MW 降至250 MW，風煤比由9.02 升至9.20，爐膛出口空氣過量系數(shù)由1.17 增大至1.20，即隨著機組負荷的降低，單位燃料量所對應的空氣量增大，爐膛整體O2氣氛增強，水冷壁貼壁還原性氣氛減弱，同時，因總燃料量減少，進入爐內的硫元素的絕對量也變少，H2S體積分數(shù)減小。

3.3 燃燒器擺角的影響

燃燒器擺角是調節(jié)再熱汽溫的重要手段，調整燃燒器擺角會對爐內空氣動力場產生一定影響，進行燃燒器擺角開度分別為55%，45%和25%的試驗，試驗時機組負荷為280 MW，BCDE磨煤機組合方式，保持運行O2體積分數(shù)為3.0%，AA 層風門開度為60%，AB 層為10%，BC，CD，DE 和EF 層均為30%，CCOFA1 和CCOFA2 風門開度為15%，SOFA1，SOFA2 和SOFA3 風門開度均為45%，SOFA4 風門開度為20%，周界風風門開度為37%（A 層為20%），風箱與爐膛差壓為0.4 kPa，試驗結果如圖3 所示。

圖3 燃燒器擺角對水冷壁貼壁氣氛的影響

從試驗結果看，燃燒器擺角下擺，水冷壁貼壁還原性氣氛減弱，H2S 體積分數(shù)減小。燃燒器擺角開度為55%時，第5，6，7 層所有測點的平均O2體積分數(shù)為0.5%，隨著燃燒器擺角逐步下擺，各測點整體O2體積分數(shù)逐步升高，燃燒器擺角下擺至25%時，平均O2體積分數(shù)升高至1.71%。隨著O2體積分數(shù)的升高，平均CO 體積分數(shù)由3.38%降至1.67%，平均H2S 體積分數(shù)由134×10-6降為79×10-6，下降了41%，可見，燃燒器擺角對水冷壁貼壁氣氛影響較大。

如前所述，鍋爐燃燒系統(tǒng)采用的是低NOX同軸燃燒系統(tǒng)，其最大特點在于預置水平偏置角度的輔助風設計，該設計將輔助風噴嘴相對于一次風和周界風噴嘴向外偏置一定角度，在組織燃燒時，大量空氣包裹在煤粉顆粒外側，形成“風包粉”的燃燒方式，可以在很大程度上改善水冷壁貼壁還原性氣氛。根據(jù)相關研究，燃燒器擺角會影響實際切圓直徑的大小，燃燒器擺角下擺，切圓直徑變大[16]，這也意味著當燃燒器擺角下擺時，包裹煤粉顆粒的旋轉氣流更靠近水冷壁，從而起到改善水冷壁貼壁還原性氣氛的作用。但燃燒器擺角若下擺過大，可能會對鍋爐運行產生一些不利影響，如風粉氣流會沖刷冷灰斗，增大冷灰斗結焦、結渣的幾率，爐渣可燃物含量升高，以及加劇爐膛出口煙氣流速、溫度的偏差等，應結合鍋爐實際運行狀況合理調節(jié)燃燒器擺角。

3.4 風箱與爐膛差壓的影響

風箱與爐膛差壓是鍋爐運行時比較重要的調節(jié)、控制參數(shù)之一，鍋爐正常運行時需維持一定的風箱與爐膛差壓，以保持空氣分級效果，抑制NOX的生成，同時也是為了提高二次風量對爐膛負壓波動的抗干擾性能，不致于因爐膛負壓變正而引起燃燒器出口二次風量、風速的大幅波動甚至向燃燒器倒灌。風箱與爐膛差壓由AA，AB，BC，CD，DE 及EE 層輔助風門自動調節(jié)。在機組負荷為300 MW，ABCD 磨煤機組合方式下進行變風箱與爐膛差壓試驗，試驗時AA 及EE 層風門為手動方式，開度分別為65%和10%，其余4層輔助風門投自動，開度一致，大小由設定的風箱與爐膛差壓值決定，運行O2體積分數(shù)保持2.9%，CCOFA1 和CCOFA2 風門開度均為15%，SOFA1，SOFA2，SOFA3 及SOFA4 風門開度分別為57%，44%，22%及5%，周界風風門開度為44%（E 層為35%），燃燒器擺角開度為45%，試驗結果如圖4 所示。

圖4 風箱與爐膛差壓對水冷壁貼壁氣氛的影響

由圖4 可以看出，風箱與爐膛差壓為0.40 kPa時，第5，6，7 層各測點O2體積分數(shù)相對較高，其中第7 層測點更為明顯，3 層測點的平均O2體積分數(shù)為2.34%，風箱與爐膛差壓提高至0.55 kPa 后，各測點O2體積分數(shù)明顯減小，3 層測點的平均O2體積分數(shù)減小為1.17%，由于O2體積分數(shù)減小，CO 體積分數(shù)增大，平均CO 體積分數(shù)由1.28%上升至2.12%，平均H2S 體積分數(shù)也由66×10-6升高至95×10-6?？梢姡岣唢L箱與爐膛差壓，水冷壁貼壁煙氣中O2體積分數(shù)減小，還原性氣氛增強，H2S 體積分數(shù)增大。

改變風箱與爐膛差壓，其實質是改變了主燃燒器區(qū)域與燃盡風區(qū)域的風量配比，在SOFA 風門開度不變的情況下，提高風箱與爐膛差壓，各層輔助風門開度關小，迫使一部分主燃燒器區(qū)域的二次風進入燃盡風，空氣分級程度加劇，主燃燒器區(qū)域缺氧嚴重，煤粉燃燒延后。周界風風量也因風箱與爐膛差壓提高而增大，同樣會使煤粉燃燒延后，圖5 為在機組負荷330 MW，ABCD磨煤機組合方式下實際測試的不同風箱與爐膛差壓對爐膛溫度的影響，從圖5 可以看出，風箱與爐膛差壓由0.56 kPa 提高至0.76 kPa，火焰中心上升了約5 m。另外，主燃燒器區(qū)二次風量減少，“風包粉”燃燒的效果減弱，水冷壁貼壁還原性氣氛增強且向上累積。由此，還原區(qū)和燃盡區(qū)水冷壁貼壁還原性氣氛增強，H2S 體積分數(shù)升高。

風箱與爐膛差壓對省煤器出口煙氣中NOX的質量濃度影響較大，風箱與爐膛差壓由0.40 kPa 提高至0.55 kPa，省煤器出口煙氣中NOX質量濃度由160 mg/m3降至135 mg/m3，下降了15.6%。

3.5 運行O2體積分數(shù)的影響

圖5 風箱與爐膛差壓對爐膛溫度的影響

維持機組負荷為340 MW，ABCD 磨煤機組合方式，風箱與爐膛差壓為0.5 kPa，AA 層風門開度為70%，CCOFA1 和CCOFA2 風門開度為20%，SOFA1，SOFA2，SOFA3 及SOFA4 風門開度分別為75%，65%，60%及20%，周界風風門開度為50%（E 層為25%），燃燒器擺角開度為52%，運行O2體積分數(shù)由3.0%提高至3.6%，AB，BC，CD，DE，EE 層輔助風門開度分別由26%，26%，26%，26%，10%自動開大為40%，40%，40%，40%，18%，試驗結果如圖6 所示。

圖6 運行O2體積分數(shù)對水冷壁貼壁氣氛的影響

由圖6 可以看出，總體上，隨著運行O2體積分數(shù)的提高，各測點O2體積分數(shù)有所升高，水冷壁貼壁還原性氣氛減弱，H2S 體積分數(shù)有所下降。運行O2體積分數(shù)為3.0%時，第5，6，7 層各測點平均O2體積分數(shù)為1.30%，運行O2體積分數(shù)升至3.6%時，各測點平均O2體積分數(shù)為1.49%，略有上升，平均CO 體積分數(shù)由3.16%降至2.15%，平均H2S 體積分數(shù)由115×10-6降至86×10-6。從圖6 還可以看出，2 種工況下第6 層測點區(qū)域的貼壁O2體積分數(shù)基本無變化，說明在配風方式保持不變的情況下，提高運行O2體積分數(shù)對改善水冷壁貼壁還原性氣氛區(qū)域的分布效果不大。

運行O2體積分數(shù)由3.0%升至3.6%，省煤器出口NOX質量濃度從145 mg/m3升至177 mg/m3，升高了22.1%，運行O2體積分數(shù)對省煤器出口NOX質量濃度影響較大。鍋爐日常運行時，應綜合考慮運行經濟性、NOX排放以及水冷壁高溫腐蝕等因素，確定最佳運行O2體積分數(shù)。

4 結論

（1）鍋爐燃燒系統(tǒng)輔助風預置水平偏角的設計實際運行效果較好，主燃燒器區(qū)域水冷壁貼壁還原性氣氛較弱。主燃區(qū)上方的還原區(qū)和燃盡區(qū)貼壁還原性氣氛強烈，H2S 氣體體積分數(shù)較高，水冷壁易發(fā)生高溫腐蝕。

（2）機組負荷、燃燒器擺角、風箱與爐膛差壓及運行O2體積分數(shù)均對水冷壁貼壁還原性氣氛有影響，降低機組負荷、下擺燃燒器擺角、減小風箱與爐膛差壓以及提高運行O2體積分數(shù)等運行調整方式有助于改善水冷壁貼壁還原性氣氛，降低水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的風險。提高運行O2體積分數(shù)對改善水冷壁貼壁還原性氣氛區(qū)域的分布效果不大。應綜合考慮鍋爐運行經濟性、安全性及NOX排放等因素合理調整鍋爐運行。