祁青福，趙建妮，趙小兵

（酒鋼集團宏晟電熱公司，甘肅嘉峪關(guān) 735100）

前言

某電廠5#、6#機組鍋爐是由東鍋設(shè)計制造的超臨界參數(shù)變壓運行直流鍋爐，型號為DG1200/25.4-Ⅱ4 型，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、緊身封閉、全鋼懸吊結(jié)構(gòu)π 型布置，采用前后墻對沖燃燒方式低氮燃燒器、配5 臺中速磨直吹式制粉系統(tǒng)，設(shè)計燃用哈密煙煤。哈密煙煤的低位發(fā)熱量為23.92 MJ/kg，煤灰中硫的含量為0.23%。

鍋爐共布置有5 層20 個旋流式燃燒器，其中前墻布置3 層共12 個燃燒器，后墻布置2 層共8 個燃燒器，下兩層燃燒器為前后墻對齊對沖方式。

2 臺鍋爐于2013 年6 月先后投產(chǎn)，從2017 年1月份開始，2臺鍋爐連續(xù)出現(xiàn)3次上層燃燒器區(qū)域側(cè)墻水冷壁因高溫腐蝕造成的泄漏事件，結(jié)合鍋爐檢修對腐蝕超標(biāo)的水冷壁管道進行了更換。2018 年，為解決鍋爐水冷壁的高溫腐蝕問題，實施了鍋爐貼壁風(fēng)改造。2019 年，結(jié)合檢修檢查，鍋爐下層燃燒器至上層燃盡風(fēng)區(qū)域的水冷壁管道的高溫腐蝕問題沒有得到緩解。2020 年，對鍋爐腐蝕區(qū)域的水冷壁管道進行了大面積換管。

1 鍋爐燃煤及運行控制情況

該電廠5#、6#鍋爐投產(chǎn)初期，鍋爐主要燃用新疆哈密地區(qū)的低硫煤，其低位發(fā)熱量在23 MJ/kg 左右，煤灰中的硫含量在0.2%～0.4%之間。2014 年開始，鍋爐摻用部分硫分相對較高的煤種，其低位發(fā)熱量在21 MJ/kg 左右，煤灰中的硫含量在0.6%～0.8%之間，燃用煤種煤灰中的平均硫含量在0.4%～0.6%之間。2015 年10 月開始，鍋爐大量燃用從外蒙采購的中硫煤，其平均低位發(fā)熱量在22 MJ/kg 左右，煤灰中硫的含量在0.8%～1.2%之間，鍋爐燃煤煤灰中的平均硫含量達到了1%左右。

該電廠5#、6#鍋爐投產(chǎn)初期帶負(fù)荷至70%額定工況以上時，鍋爐水冷壁、尤其是水冷壁斜坡面區(qū)域存在嚴(yán)重的結(jié)焦問題，在鍋爐運行一段時間后，鍋爐回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的換熱元件存在硫酸氰胺堵塞而阻力快速上升的問題。為解決以上問題，延長鍋爐的運行周期，有意識地減小了送風(fēng)機出力，將燃燒器區(qū)域的二次風(fēng)量進行了限制，提高了爐內(nèi)火焰高度、降低了爐膛出口氮氧化物的生成量。

2 鍋爐水冷壁墻面區(qū)域高溫腐蝕情況

2.1 高溫腐蝕總體趨勢

該電廠每年都對鍋爐進行一次內(nèi)部搭平臺檢查，在2015 年及以前的檢查中，都沒有發(fā)現(xiàn)噴燃器區(qū)域水冷壁管存在明顯的問題。2016 年結(jié)合鍋爐檢修進行檢查時，發(fā)現(xiàn)鍋爐側(cè)墻燃燒器層區(qū)域水冷壁管表面有一層類似焦層的附著物，部分位置已脫落，順脫落位置可用手輕易地剝掉，沒有脫落的區(qū)域使用鐵件敲打后，也會像焦塊一樣掉落。

2017 年檢查時，側(cè)墻燃燒器區(qū)域水冷壁管道的腐蝕已較為嚴(yán)重，其中上層燃燒器層管道減薄后發(fā)生爆管，同時鍋爐前后墻水冷壁在燃燒器層區(qū)域也出現(xiàn)不同的高溫腐蝕減薄現(xiàn)象。2018 年，為解決鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁的高溫腐蝕問題，實施了增加貼壁風(fēng)改造，并對部分腐蝕嚴(yán)重區(qū)域的管道進行了更換，但在2019 年檢查時，鍋爐水冷壁的高溫腐蝕區(qū)域向上層燃盡風(fēng)區(qū)域和燃燒器下部斜坡面折角區(qū)域擴展，且腐蝕速率由原0.7 mm/a 左右提高到部分區(qū)域近1.5 mm/a，高溫腐蝕的范圍和速度都呈上升趨勢。見圖1、圖2。

圖1 5＃鍋爐后水冷壁墻面腐蝕超標(biāo)需換管范圍照片

圖2 鍋爐后水冷壁墻面腐蝕嚴(yán)重區(qū)域（2.8 mm壁厚）

2.2 5＃鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕詳情

從2020 年對5＃鍋爐的實際檢查數(shù)據(jù)看，發(fā)生水冷壁高溫腐蝕的范圍已擴展至水冷壁下斜坡面至上層燃盡風(fēng)的所有區(qū)域，減薄嚴(yán)重區(qū)域集中在鍋爐后墻和兩側(cè)墻上，前墻水冷壁的嚴(yán)重減薄區(qū)域相對偏少。具體嚴(yán)重減薄區(qū)域示意圖見圖3、圖4。

圖3 鍋爐A/B側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕嚴(yán)重減薄區(qū)域示意圖

圖4 鍋爐前、后墻水冷壁高溫腐蝕嚴(yán)重減薄區(qū)域示意圖

從檢查結(jié)果看，5＃鍋爐后墻水冷壁從冷灰斗拐點至上層燃盡風(fēng)區(qū)域整體腐蝕嚴(yán)重，冷灰斗斜坡面上部區(qū)域也存在明顯腐蝕；A、B 側(cè)墻的腐蝕區(qū)域主要集中在燃燒高溫區(qū)存在結(jié)焦的區(qū)域，為焦下腐蝕，在靠近后墻的冷灰斗拐點向上部位面積較大，總體B 側(cè)墻較A 側(cè)墻嚴(yán)重；爐前墻的高溫腐蝕嚴(yán)重區(qū)域相對較少，主要集中于B 層燃燒器至燃盡風(fēng)高度的兩側(cè)角部區(qū)域。

3 水冷壁高溫腐蝕原因探討

3.1 高溫腐蝕產(chǎn)物分析

為確定鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕形成的主要原因，對5＃鍋爐高溫腐蝕區(qū)域水冷壁內(nèi)壁的表面附著物進行了取樣化驗，確定其主要產(chǎn)物及含量如表1。

表1 5#爐水冷壁外壁腐蝕產(chǎn)物物相定性、定量 單位：%

從化驗結(jié)果看，高溫腐蝕產(chǎn)物中Fe3O4、FeS、Fe2O3以及復(fù)合型硫酸鹽等產(chǎn)物的含量較高，可判斷兩臺鍋爐的高溫腐蝕為硫酸鹽和硫化物的復(fù)合高溫腐蝕。

3.2 硫酸鹽和硫化物腐蝕機理分析

硫化物型腐蝕的主要原理：黃鐵礦(FeS2)隨灰粒和未燃盡煤粉一起沖到管壁上，受熱分解出自由原子硫和硫化亞鐵。

該型鍋爐采用直吹式中速磨煤機，實際運行中煤粉細(xì)度R90在30%～70%之間變化，遠(yuǎn)超根據(jù)燃煤類型確定的煤粉細(xì)度R90 應(yīng)控制20%的要求，煤粉細(xì)度過粗造成燃燒區(qū)的煤粒燃燒不完全，加劇了自由原子[S]的生成。

同時，為延緩回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的硫酸氰胺堵塞，將鍋爐燃燒區(qū)的供風(fēng)量進行了有意控制，使鍋爐燃燒區(qū)形成了還原性氣氛，造成爐內(nèi)管壁附近存在H2S和SO2，進一步促進了自由原子[S]的生成。

在還原性氣氛中，由于缺氧，當(dāng)管壁溫度達350 ℃時，原子硫就會與鐵發(fā)生反應(yīng)，形成FeS。

硫化亞鐵進行緩慢氧化而生成黑色磁性氧化鐵Fe3O4，這一過程使管壁受到腐蝕。

從對水冷壁區(qū)域高溫腐蝕的檢查結(jié)果看，該區(qū)域靠近看火孔和鰭片存在未焊接漏風(fēng)縫附近的管道，其腐蝕程度更大，也證明了氧氣加劇了硫化亞鐵的氧化進程。

硫酸鹽型腐蝕主要與燃料中的硫含量有關(guān)，燃煤中的硫與氧氣反應(yīng)生產(chǎn)SO3,SO3與燃煤中的堿金屬氧化物生成硫酸鹽，硫酸鹽與Fe2O3、SO3等反應(yīng)形成復(fù)合型硫酸鹽，復(fù)合硫酸鹽在爐內(nèi)高溫環(huán)境下分解成硫酸鹽，繼續(xù)與Fe2O3、SO3等反應(yīng)，形成了水冷壁管腐蝕的惡性循環(huán)。

3.3 高溫腐蝕運行調(diào)整因素探討

根據(jù)鍋爐硫化物及硫酸鹽型高溫腐蝕的生成機理，結(jié)合鍋爐實際運行過程的參數(shù)調(diào)整控制，確定與該型鍋爐高溫腐蝕有關(guān)的運行調(diào)整原因主要有：

（1）對制粉系統(tǒng)的參數(shù)控制不到位，尤其是煤粉細(xì)度過大，延長了燃燼時間，為高溫腐蝕的發(fā)生創(chuàng)造了條件。

（2）將燃燒區(qū)的二次風(fēng)量減小，使燃燒區(qū)形成了明顯的還原性氣氛，促進了硫化氫的生成，加劇了水冷壁高溫腐蝕速度。

（3）實施鍋爐貼壁風(fēng)改造后，使二次風(fēng)進入爐內(nèi)的噴口增加，但二次風(fēng)總量沒有發(fā)生變化，進一步降低了燃燒器二次風(fēng)噴口的風(fēng)量，導(dǎo)致燃燒區(qū)的缺氧程度更加明顯，高溫腐蝕速率加快。

3.4 5#鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕嚴(yán)重

（1）從兩側(cè)墻冷灰斗拐點區(qū)域及后墻冷灰斗拐點至E 燃燒器區(qū)域腐蝕嚴(yán)重判斷，C 磨單獨運行時，其出口一次風(fēng)粉在靠近爐后沖刷側(cè)墻及后墻，是該區(qū)域高溫腐蝕比較嚴(yán)重的主要原因。

（2）兩側(cè)墻的高溫腐蝕嚴(yán)重區(qū)域基本為焦下腐蝕，與前后墻最外側(cè)燃燒器火焰的擴散刷墻有關(guān)。

（3）從前后墻高溫腐蝕的嚴(yán)重程度對比看，后墻腐蝕嚴(yán)重的問題與前墻磨煤機單獨運行期間火焰直接沖刷后墻有關(guān)，后墻A、E 磨煤機單獨運行時，其一次風(fēng)管長，燃燒器出口的一次風(fēng)速相對較低，沒有沖到前墻。

（4）后墻B 層燃燒器層至燃盡風(fēng)區(qū)域的高溫腐蝕，與B層燃燒器層位于燃燒高溫區(qū)的上層，運行過程中為降低氮氧化物，有意識地將送入爐內(nèi)燃燒區(qū)的氧量進行了控制，屬于低氧燃燒，火焰到達B層燃燒器高度時，其缺氧程度更加明顯。因此，缺氧型燃燒是造成B層燃燒器區(qū)域水冷壁高溫腐蝕嚴(yán)重的最主要原因。

4 運行調(diào)整及控制實踐

2020 年，在對5#、6#鍋爐水冷壁高溫腐蝕的整體情況進行檢查分析后，在燃燒調(diào)整方式上確定并實施了以下項目。

（1）調(diào)整制粉系統(tǒng)，控制磨煤機出口的煤粉細(xì)度在合格范圍內(nèi)，將磨煤機出口的一次風(fēng)速進行調(diào)平并控制在23 m/s 左右，使煤粉進入爐膛后能夠在較短時間內(nèi)完全燃燒，減少爐內(nèi)沖刷到水冷壁的煤粒濃度，控制自由原子硫的生成量。

（2）轉(zhuǎn)變配風(fēng)思路，減少燃盡風(fēng)的供風(fēng)量，將燃燒器大風(fēng)箱的二次風(fēng)壓由300 Pa 提高到800 Pa,增加通過燃燒器噴口進入爐內(nèi)二次風(fēng)的比例，提高燃燒區(qū)的氧量，降低燃燒區(qū)的還原性氣氛濃度，以控制水冷壁管道向火側(cè)表面的還原性氛圍。

（3）增加送入爐內(nèi)的二次風(fēng)總量，將總送風(fēng)量由1 000 t/h 提高到1 120 t/h，合理調(diào)配燃燒器噴口、燃盡風(fēng)噴口和貼壁風(fēng)噴口的二次風(fēng)配比，使?fàn)t內(nèi)的燃燒和燃燒區(qū)氧量控制更加合理。

（4）根據(jù)燃燒區(qū)CO 檢測數(shù)據(jù)對旋流燃燒器的中心風(fēng)及內(nèi)外二次風(fēng)進行配比調(diào)整，最終將中心風(fēng)開度調(diào)整為30%,內(nèi)二次風(fēng)開度調(diào)整為35%～45%，外二次風(fēng)開度調(diào)整在60%，使鍋爐水冷壁高溫區(qū)的CO含量明顯下降。

（5）為減輕鍋爐結(jié)焦對水冷壁形成的焦下腐蝕，從設(shè)備防護方面入手，對高溫腐蝕嚴(yán)重區(qū)域的水冷壁管表面進行了納米陶瓷噴涂，實現(xiàn)隔絕含有腐蝕性氣體的煙氣與水冷壁管表面的直接接觸。

5 取得的效果

(1)鍋爐水冷壁區(qū)域的結(jié)焦情況明顯好轉(zhuǎn)，主要表現(xiàn)在：爐膛出口煙氣溫度由調(diào)整前的860 ℃下降到720～750 ℃之間，并長期維持；屏式過熱器區(qū)域的掛焦明顯減少。水冷壁管上的結(jié)焦減輕，將延緩鍋爐A、B側(cè)水冷壁管表面的高溫腐蝕速率。

(2)鍋爐脫硝入口煙氣中的CO 含量由調(diào)整前的約0.1%下降到0.015%,鍋爐煙氣整體CO 含量的大幅下降，體現(xiàn)了爐內(nèi)燃燒還原性氣氛的明顯好轉(zhuǎn)，對防止鍋爐水冷壁管的高溫腐蝕具有明顯效果。

(3)從鍋爐水冷壁腐蝕嚴(yán)重區(qū)域加裝的測點數(shù)據(jù)分析，水冷壁內(nèi)壁表面區(qū)域高溫?zé)煔庵械腛2含量由0～0.8%提高到1%～7%，CO 含量由調(diào)整前的0.2%～1%下降到0.02%～0.05%,水冷壁管內(nèi)表面煙氣中CO 含量的高低直接決定著管壁高溫腐蝕的速率，該區(qū)域煙氣中CO含量的大幅下降，將對防止水冷壁高溫腐蝕具有最直接的效果。

6 存在的問題

通過運行控制調(diào)整，兩臺鍋爐在防止高溫腐蝕方面取得了一定效果，但仍有一些遺留問題還需要進一步研究驗證，主要有：

（1）四面水冷壁靠近中間部位的煙氣中氧量持續(xù)維持在2%以下，通過調(diào)整內(nèi)外二次風(fēng)的比例及二次風(fēng)壓等方式均沒有取得明顯效果。

（2）鍋爐四角區(qū)域煙氣中的CO 含量存在不均衡性，含量在0.005%～0.05%之間波動，對該區(qū)域水冷壁管的高溫腐蝕防范效果還有待進一步驗證。