陳 平，祁青福，趙小兵，李戈輝

（酒鋼集團宏晟電熱公司，甘肅嘉峪關(guān) 735100）

前言

某電廠#5、6 鍋爐2014 年是超臨界參數(shù)變壓運行直流爐，型號為DG1200/25.4-Ⅱ4 型，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、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、配5臺中速磨直吹式制粉系統(tǒng)，其中前墻布置三層燃燒器，后墻布置兩層燃燒器，下兩層燃燒器為對沖方式，每層同側(cè)布置有四臺旋流燃燒器。燃燒器上部布置有燃盡風(OFA)風口，12 只燃盡風風口分別布置在前后墻上，在煤粉燃燒器的上方前后墻各布置2 層燃燼風，上層前后墻各有4 只風口，下層前后墻側(cè)燃燼風各有2 只風口，使沿爐膛寬度方向熱負荷及煙氣溫度分布更均勻。

為有效改善側(cè)墻水冷壁壁面還原性氣氛，緩解水冷壁高溫硫腐蝕。在前后墻靠近側(cè)墻合適位置增設(shè)四層貼壁風（風量手動調(diào)節(jié)），全爐共16 只貼壁風噴口。為保證達到較好的配風效果，第三層貼壁風（由下往上數(shù)）風源引自預熱器出口的熱一次風道，其余各層貼壁風風源均引自熱二次風。熱一次風貼壁風（共4 個噴口）采用兩個主風道引風（爐左、右各一個），每個主風道（外徑φ426 mm）為2 個貼壁風噴口供風，熱二次風貼壁風由單獨風道配風，就近引自于大風箱入口擋板處。

2016 年，在檢修中發(fā)現(xiàn)鍋爐高溫區(qū)水冷壁管道向火側(cè)存在因高溫腐蝕導致的可剝離層。2017 年，鍋爐上層燃燒器至燃盡風區(qū)域側(cè)墻出現(xiàn)因高溫腐蝕導致管壁減薄造成的泄漏，2018年～2019年，檢測鍋爐高溫區(qū)水冷壁管道壁厚存在明顯的減薄現(xiàn)象，需要結(jié)合檢修對減薄嚴重的區(qū)域管道進行更換。2020 年初，受鍋爐高溫區(qū)水冷壁腐蝕嚴重的影響，原始厚度7.5 mm 的水冷壁管大面積減薄至2.8～5.0 mm 之間，前后墻局部區(qū)域減薄至1.5 mm 左右，并發(fā)生爆管，導致機組被迫停止運行并對水冷壁管進行大面積的更換。

1 鍋爐高溫腐蝕原因分析

根據(jù)對鍋爐水冷壁管腐蝕產(chǎn)物的取樣化驗結(jié)果分析，高溫腐蝕產(chǎn)物中Fe3O4、FeS、Fe2O3以及復合型硫酸鹽等的含量較高，可判斷鍋爐水冷壁區(qū)域存在的高溫腐蝕為硫酸鹽和硫化物的復合型高溫腐蝕。水冷壁外壁腐蝕產(chǎn)物分析數(shù)據(jù)見表1。

表1 水冷壁外壁腐蝕產(chǎn)物物相定性、定量 wt.%

由于腐蝕產(chǎn)物中Fe3O4和FeS 的合計總含量超過了50%，確定硫化物型腐蝕在該兩臺鍋爐的水冷壁高溫腐蝕中起主導作用。

硫化物型腐蝕的主要機理為：在還原性氣氛下，燃煤中的FeS2分解為FeS 和[S]，同時還原性氣氛下形成的H2S和燃煤燃燒后生成的SO2反應，也會生成[S]，而[S]極易與Fe 發(fā)生反應形成FeS，F(xiàn)eS 在O2的緩慢氧化下會形成Fe3O4。因此，控制該兩臺鍋爐的燃燒區(qū)水冷壁高溫腐蝕的關(guān)鍵，就是控制鍋爐燃燒區(qū)的還原性氣氛問題。

鍋爐主燃燒區(qū)的還原性氣氛，主要與燃燒過程中存在未燃燼碳、氧量不足生成的CO、以及還原性氣氛中生成的H2S等含量有關(guān)。而在三種還原性物質(zhì)中，CO的含量對還原性氣氛起主導作用。

綜上所述，控制鍋爐主燃燒區(qū)水冷壁管的硫化物型高溫腐蝕，需要控制[S]的生成量，而控制[S]的生成量的關(guān)鍵，在于控制還原性氣氛和H2S 的生成量。還原性氣氛和H2S 的生成量，又與高溫煙氣中CO的含量有密切關(guān)系，因此，將鍋爐主燃燒區(qū)的CO含量、尤其是靠近水冷壁管壁的CO 含量控制在較低范圍，理論上可實現(xiàn)控制鍋爐水冷壁高溫腐蝕的目的。

2 鍋爐水冷壁內(nèi)貼壁CO控制及調(diào)整實踐

根據(jù)對鍋爐水冷壁四面墻區(qū)域的CO 含量及該區(qū)域?qū)难趿繑?shù)據(jù)測量，管壁附近CO 的含量與氧量存在明顯的正相關(guān)關(guān)系，當氧量在1%及以下時，CO 含量超過10 000 mg/m3；氧量在1%～2%時，CO 含量3 000 mg/m3；氧量達到2%以上時，CO 含量約在1 000 mg/m3以內(nèi)；氧量達到10%以上時，CO 含量基本維持在100 mg/m3左右。因此，控制鍋爐水冷壁內(nèi)壁附近的CO 含量，完全可通過控制氧量的方式來實現(xiàn)。見表2。

表2 鍋爐燃燒區(qū)水冷壁管附近CO及氧量測量數(shù)據(jù)表

為降低鍋爐水冷壁內(nèi)部靠近管壁表面的CO 含量，在調(diào)整實踐中重點從燃燒二次風和燃盡風的分配比例調(diào)整、以及旋流燃燒器內(nèi)外二次風的分配比例調(diào)整等方面入手，取得了較為明顯的效果。

2.1 燃燒及燃盡二次風分配比例調(diào)整

在對配風方式調(diào)整前，根據(jù)實時測量數(shù)據(jù)，燃燒器區(qū)域水冷壁管附近煙氣中的氧量在0～2%之間，水冷壁管表面高溫煙氣中的實際CO 含量超過10 000 mg/m3。

通過將燃盡風的擋板開度由100%、60%關(guān)小到30%、10%，將燃燒器層擋板開度由100%關(guān)小到60%，使鍋爐大風箱二次風的風壓明顯大幅度升高，由原300 Pa提高到550 Pa。根據(jù)測量數(shù)據(jù)，調(diào)整后鍋爐水冷壁主燃燒區(qū)的氧量明顯提高，前后墻及側(cè)墻靠近角部位置的氧量達到4%～7%、前后墻中間兩個燃燒器區(qū)域的氧量達到2%～5%，僅側(cè)墻水冷壁中間區(qū)域的氧量仍然偏低嚴重，在0.5%～2.5%之間波動。調(diào)整前后配風方式見表3。

表3 調(diào)整前后配風方式

2.2 貼壁風配風調(diào)整

為提高鍋爐水冷壁兩側(cè)墻區(qū)域的氧量，首先采取了對貼壁風的風壓和擋板開度進行調(diào)整的措施，以求通過增加貼壁風的剛度，使延長貼壁風在爐內(nèi)的貼壁時間，達到提高水冷壁表面氧量的目的，調(diào)整數(shù)據(jù)見表4。

表4 貼壁風調(diào)整前后擋板開度及氧量變化

從對貼壁風的調(diào)整效果分析，提高貼壁風壓及擋板開度后，靠近前后墻的側(cè)墻區(qū)域的氧量有小幅度的上升，但靠近爐中心線的側(cè)墻內(nèi)壁氧量變化不大。

2.3 旋流燃燒器內(nèi)外二次風配風調(diào)整

為繼續(xù)提高側(cè)墻水冷壁附近的氧量，將每層1、4 號燃燒器（即靠近兩邊側(cè)墻的燃燒器）的內(nèi)二次風擋板開度由35%減小至25%、將外二次風擋板開度由40%加大到60%，調(diào)整前后的氧量變化數(shù)據(jù)見表5。

表5 旋流燃燒器內(nèi)外二次風擋板調(diào)整前后氧量變化表

從對旋流燃燒器內(nèi)外二次風擋板的調(diào)整測量數(shù)據(jù)看，將靠近側(cè)墻燃燒器的外二次風擋板開度由40%左右提高到60%，可使水冷壁側(cè)墻部分區(qū)域的氧量提高2%左右。

3 結(jié)論

（1）控制鍋爐水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕，重點是要控制高溫煙氣中的CO 含量，減輕水冷壁內(nèi)壁所處的還原性氣氛。

（2）控制對沖燃燒鍋爐水冷壁內(nèi)貼壁高溫區(qū)煙氣中的CO 含量，重點是控制燃燒區(qū)高溫煙氣中氧量，該區(qū)域高溫煙氣中CO 含量的高低與氧量的高低具有明顯的正相關(guān)關(guān)系。

（3）適當降低燃盡風的擋板開度，提高燃燒區(qū)的氧量，對降低燃燒區(qū)水冷壁貼壁CO 含量具有顯著的效果。

（4）提高貼壁風的壓力及供風量，對側(cè)墻水冷壁靠近貼壁風口部位降低CO 含量具有一定效果，但對距離較遠部位沒有明顯效果。

（5）開大靠近側(cè)墻旋流燃燒器的外二次風擋板開度，對降低燃燒區(qū)水冷壁貼壁CO 含量具有一定效果。

（6）通過對對沖燃燒鍋爐水冷壁內(nèi)貼壁CO 的調(diào)整，使水冷壁貼壁區(qū)域的CO 含量有了明顯下降，預計可實現(xiàn)延緩鍋爐水冷壁高溫腐蝕速率的目標。