王 赫，趙 斌，張子晗，王琪霖，韓承煜，王詩(shī)怡，高 明

（1.國(guó)家能源集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司沈陽(yáng)分公司，遼寧 沈陽(yáng) 110100； 2.長(zhǎng)沙理工大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114； 3.山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061）

近年來(lái)，隨著燃料成本的逐年增加，燃煤電廠常采用摻燒高硫劣質(zhì)煤作為有效降低燃料成本的重要途徑。當(dāng)摻燒高硫劣質(zhì)煤時(shí)，鍋爐水冷壁本身就容易發(fā)生高溫腐蝕，加之對(duì)鍋爐燃燒器的低氮燃燒技術(shù)改造使得鍋爐主燃區(qū)常處在缺氧狀態(tài)，較強(qiáng)的還原性氛圍進(jìn)一步加劇了高溫腐蝕的發(fā)生[1-2]。

呂洪坤、鄒磊等研究了鍋爐在低氮燃燒方式下水冷壁高溫腐蝕機(jī)理和影響因素[3-4]。董琨、艾晨輝等分析了鍋爐燃用高硫煤的高溫腐蝕問(wèn)題[5-6]；洪立等，通過(guò)對(duì)廣東某電廠超臨界660 MW機(jī)組變壓直流鍋爐燃燒器加裝貼壁風(fēng)改造，能有效緩解水冷壁高溫腐蝕問(wèn)題[7]。雖然通過(guò)水冷壁噴涂和增設(shè)貼壁風(fēng)改造可以緩解高溫腐蝕，但改造費(fèi)用高、工程量大、未知風(fēng)險(xiǎn)也較多。本文針對(duì)國(guó)內(nèi)某電廠超臨界350 MW機(jī)組四角切圓鍋爐，根據(jù)其燃用高硫褐煤的運(yùn)行狀況，分析其鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的原因，并進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)研究，取得了較好效果。

1 設(shè)備概況

某電廠超臨界350 MW機(jī)組鍋爐為HG-1116/25.4-HM2型、單爐膛四角切圓燃燒、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架懸吊、Π型布置鍋爐，采用中速磨煤機(jī)、直吹式制粉系統(tǒng)，每臺(tái)鍋爐配置5臺(tái)磨煤機(jī)，其中1臺(tái)作為備用。鍋爐燃料特性參數(shù)見(jiàn)表1，設(shè)計(jì)煤粉細(xì)度R90為35%。

表1 鍋爐燃料特性參數(shù)Tab.1 Fuel characteristic parameters of the boiler

2 高溫腐蝕情況

該機(jī)組于2017年投入生產(chǎn)，2019年5月經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)其燃燒器附近的水冷壁區(qū)域出現(xiàn)了大面積的高溫腐蝕，具體腐蝕狀況如圖1所示。

圖1 燃燒器區(qū)域水冷壁高溫腐蝕狀況Fig.1 High temperature corrosion of water wall in burner area

通過(guò)對(duì)腐蝕區(qū)域水冷壁管進(jìn)行厚度測(cè)試發(fā)現(xiàn)，螺旋水冷壁標(biāo)準(zhǔn)壁厚為6.2 mm，實(shí)測(cè)高溫腐蝕后壁厚最薄處為5.6 mm，腐蝕速度為0.3 mm/a。對(duì)單側(cè)爐墻而言，水冷壁減薄并不是沿著爐墻中心線呈均勻分布的趨勢(shì)，四墻中心線右側(cè)部分比左側(cè)部分減薄程度嚴(yán)重，表明中心線右側(cè)部分高溫腐蝕更加嚴(yán)重。

圖2為鍋爐爐內(nèi)燃燒切圓方向示意。由圖2可以看出，爐內(nèi)燃燒切圓方向呈逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)，當(dāng)一、二次風(fēng)經(jīng)燃燒器進(jìn)入爐膛后，溫度升高，氣體體積快速膨脹，阻力增大，氣流動(dòng)能快速衰減，受逆時(shí)針切圓氣流的影響，燃燒的煤粉射流會(huì)靠近A區(qū)域，造成該區(qū)域H2S體積分?jǐn)?shù)升高，高溫腐蝕情況加重，也符合水冷壁減薄的趨勢(shì)。

圖2 爐內(nèi)燃燒切圓方向示意Fig.2 Schematic diagram of tangential firing direction in the furnace

3 水冷壁氛圍測(cè)試及原因分析

3.1 水冷壁氛圍測(cè)點(diǎn)

該鍋爐的水冷壁氛圍測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。由 圖3可見(jiàn)，鍋爐前后墻各布置3層測(cè)點(diǎn)，由于鍋爐兩側(cè)墻布置有二次風(fēng)風(fēng)箱，因此左右側(cè)墻各布置1層，每層4個(gè)測(cè)點(diǎn)，爐墻中心線左右兩側(cè)各布置2個(gè)測(cè)點(diǎn)。

圖3 鍋爐水冷壁氛圍測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Arrangement of measuring points for boiler water wall atmosphere

試驗(yàn)過(guò)程中，使用硅膠管與帶內(nèi)置取樣泵的便攜式煙氣分析儀測(cè)試H2S和CO體積分?jǐn)?shù)，待測(cè)量參數(shù)穩(wěn)定后，對(duì)煙氣分析儀測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

在進(jìn)行燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)期間，每個(gè)測(cè)點(diǎn)的測(cè)量數(shù)據(jù)均包含氧、CO和H2S的體積分?jǐn)?shù)，由于煙氣中H2S與CO的體積分?jǐn)?shù)存在正相關(guān)性，而H2S與氧的體積分?jǐn)?shù)存在負(fù)相關(guān)性。因此，本文中僅對(duì)H2S的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行分析。另外，煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)接近臨界值時(shí)，將會(huì)造成高溫腐蝕的問(wèn)題，目前這個(gè)臨界值仍無(wú)具體的結(jié)論。但根據(jù)行業(yè)內(nèi)的普遍共識(shí)，當(dāng)煙氣中H2S的體積分?jǐn)?shù)高于0.02%時(shí)[8-10]，水冷壁將存在較高的高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)，因此，本文以這一數(shù)值為臨界值，分析研究高溫腐蝕的原因，評(píng)判燃燒優(yōu)化調(diào)整效果。

3.2 典型工況下水冷壁氛圍測(cè)試結(jié)果分析

在320 MW和220 MW負(fù)荷下，該鍋爐常規(guī)運(yùn)行控制參數(shù)見(jiàn)表2。為了控制煙氣中NOx生成質(zhì)量濃度，常規(guī)運(yùn)行控制方式為保持低氧量和小二次風(fēng)門開(kāi)度。

表2 常規(guī)運(yùn)行控制參數(shù)Tab.2 Operation parameters of general control mode

在320 MW和220 MW負(fù)荷下，未調(diào)整前各測(cè)點(diǎn)煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)測(cè)量結(jié)果如圖4所示。

根據(jù)圖4測(cè)量結(jié)果分析如下：

圖4 調(diào)整前320 MW和220 MW負(fù)荷下各層測(cè)點(diǎn)貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)(%)測(cè)量結(jié)果Fig.4 Test value of H2S volume fraction (%) in flue gas attached to wall at each measurement point at 320 MW and 220 MW

1）在320 MW負(fù)荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)超過(guò)0.02%的測(cè)點(diǎn)數(shù)量為17個(gè)，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值0.0226%；在220 MW負(fù)荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)超過(guò)0.02%的測(cè)點(diǎn)數(shù)量為9個(gè)，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值0.0168%。由此可知，高負(fù)荷工況下H2S氣體生成量明顯高于低負(fù)荷工況，發(fā)生高溫腐蝕的現(xiàn)象也更加嚴(yán)重。因此，在燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)中重點(diǎn)分析320 MW負(fù)荷下的高溫腐蝕狀況。

2）根據(jù)各層測(cè)點(diǎn)位置及H2S體積分?jǐn)?shù)的測(cè)試結(jié)果，H2S體積分?jǐn)?shù)最高值主要分布于單側(cè)爐墻中心線右側(cè)部位，這與之前的管壁厚度測(cè)量結(jié)果相符。

4 燃燒優(yōu)化調(diào)整

綜合上述分析，為了降低水冷壁的高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)，現(xiàn)擬定以下2種運(yùn)行調(diào)整策略：1）提高二次風(fēng)剛性，使二次風(fēng)能夠在水冷壁、一次風(fēng)和爐內(nèi)火焰之間起到屏障作用；2）通過(guò)提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度，使煤粉著火提前，降低火焰向爐墻熱擴(kuò)散的強(qiáng)度。

4.1 氧量?jī)?yōu)化調(diào)整

為緩解水冷壁高溫腐蝕狀況，氧量?jī)?yōu)化調(diào)整是在一次風(fēng)量保持不變的前提下，通過(guò)調(diào)整主燃區(qū)二次風(fēng)率，使二次風(fēng)剛性增強(qiáng)，阻隔攜帶煤粉的一次風(fēng)氣流向水冷壁擴(kuò)散，促使燃燒生成高溫?zé)煔庵蠬2S氣體與二次風(fēng)相遇并發(fā)生如下氧化反應(yīng)[11]：

在自動(dòng)發(fā)電控制（automatic generation control，AGC）解除的情況下，保證負(fù)荷、煤量和一次風(fēng)量不變，通過(guò)調(diào)整二次風(fēng)量，將鍋爐運(yùn)行氧量控制在2.5%、3.0%、3.5%和4.0%，進(jìn)行氧量?jī)?yōu)化調(diào)整試驗(yàn)。不同運(yùn)行氧量下H2S體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表3。由表3可見(jiàn)，隨著鍋爐運(yùn)行氧量的逐漸升高，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)先較快下降，進(jìn)一步提高氧量，H2S體積分?jǐn)?shù)下降較慢。主 要原因?yàn)橐?、二次風(fēng)在垂直方向上呈現(xiàn)一種錯(cuò)層關(guān)系[12]（圖5），在一次風(fēng)量不變的情況下，通過(guò)提高二次風(fēng)量改變鍋爐運(yùn)行氧量，二次風(fēng)量增加后其剛性增強(qiáng)，使二次風(fēng)達(dá)到的距離更遠(yuǎn)，能夠有效屏蔽圖5中區(qū)域b的高溫?zé)煔庀蛩浔跀U(kuò)散，降低這部分區(qū)域的高溫腐蝕[13-14]。

表3 不同運(yùn)行氧量下H2S體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度測(cè)量結(jié)果Tab.3 Test results of H2S volume fraction and NOx mass concentration at different operating oxygen levels

圖5 一、二次風(fēng)錯(cuò)層模擬Fig.5 Simulation of primary and secondary air stacking

然而，提高運(yùn)行氧量會(huì)在一定程度上影響鍋爐運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。運(yùn)行氧量升高，爐膛主燃區(qū)的進(jìn)風(fēng)量增加，該區(qū)域中煙氣的還原性減弱，不利于分級(jí)配風(fēng)，且煙氣中NOx排放質(zhì)量濃度會(huì)有所升高。此外，運(yùn)行氧量升高還會(huì)增加燃燒產(chǎn)生的煙氣量，從而增加排煙熱損失[15-16]。

為了評(píng)價(jià)運(yùn)行氧量對(duì)NOx排放質(zhì)量濃度及鍋爐效率的影響，在不同運(yùn)行氧量下進(jìn)行相關(guān)鍋爐性能試驗(yàn)，根據(jù)《電站鍋爐性能試驗(yàn)規(guī)程》（GB/T 10184—2015）標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算得到鍋爐效率，結(jié)果見(jiàn)表4。通過(guò)對(duì)鍋爐效率和NOx生成質(zhì)量濃度分析，設(shè)定優(yōu)化后的鍋爐運(yùn)行氧量應(yīng)控制在3.5%。

表4 不同氧量下鍋爐效率和NOx生成質(zhì)量濃度測(cè)量結(jié)果Tab.4 Boiler efficiency and NOx generation mass concentration at different oxygen contents

4.2 周界風(fēng)優(yōu)化調(diào)整

周界風(fēng)在燃燒器噴口的布置形式如圖6所示。從圖6可以看出，周界風(fēng)口布置在一次風(fēng)口四周。周界風(fēng)屬于二次風(fēng)，其設(shè)計(jì)風(fēng)量約占總二次風(fēng)量的10%，設(shè)計(jì)風(fēng)速為45～55 m/s，風(fēng)量和風(fēng)速隨大風(fēng)箱的壓力而變化。

圖6 周界風(fēng)在燃燒器噴口布置形式Fig.6 The actual layout form of boundary wind at burner nozzle

通常周界風(fēng)主要作用為冷卻燃燒器噴口、托住煤粉并遏制其破碎以及增加燃燒所需的氧氣[16]。為了控制煙氣中NOx生成質(zhì)量濃度，當(dāng)前電廠運(yùn)行人員通常會(huì)維持周界風(fēng)門在一個(gè)較小的開(kāi)度。為此，在保持鍋爐煤量、一次風(fēng)量和鍋爐運(yùn)行氧量不變的情況下，進(jìn)行周界風(fēng)優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)。當(dāng)增加周界風(fēng)門開(kāi)度時(shí)，為了保持鍋爐運(yùn)行氧量不變，適當(dāng)關(guān)小二次風(fēng)門。不同周界風(fēng)門開(kāi)度下H2S體積分?jǐn)?shù)測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表5。由表5可見(jiàn)，提高周界風(fēng)量后，水冷壁的高溫腐蝕得到了明顯的緩解。

表5 不同周界風(fēng)門開(kāi)度下H2S體積分?jǐn)?shù)測(cè)量結(jié)果Tab.5 Test results of H2S volume fraction at different openings of surrounding air valves

圖7為周界風(fēng)包裹一次風(fēng)示意。從圖7可以看出，位于燃燒器一次風(fēng)口四周的周界風(fēng)對(duì)一次風(fēng)具有很強(qiáng)的包裹作用，此時(shí)提高周界風(fēng)量，能夠較好地約束一次風(fēng)向四周的擴(kuò)散，與此同時(shí)可以快速地補(bǔ)充氧量，與生成的H2S進(jìn)行氧化反應(yīng)[17-18]。此外，周界風(fēng)量約占二次風(fēng)量的10%，占總風(fēng)量的2%，增加周界風(fēng)量對(duì)鍋爐效率和NOx生成量影響較小。因此在鍋爐負(fù)荷為320 MW時(shí)，調(diào)整周界風(fēng)門開(kāi)度至65%。

圖7 周界風(fēng)包裹一次風(fēng)Fig.7 Schematic diagram of the primary air wrapped by the surrounding air

4.3 提高磨煤機(jī)出口風(fēng)溫

提高磨煤機(jī)出口風(fēng)溫，可實(shí)現(xiàn)煤粉著火提前，增加一次風(fēng)前沖阻力，減小一次風(fēng)前沖的距離，降低火焰熱擴(kuò)散到末端的可能[19-20]。在320 MW負(fù)荷下，保持周界風(fēng)門開(kāi)度為65%，鍋爐運(yùn)行氧量在3.5%，通過(guò)減小冷風(fēng)門開(kāi)度，將磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度由65 ℃提升至70 ℃。水冷壁各測(cè)點(diǎn)測(cè)量結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，通過(guò)提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉溫度試驗(yàn)，該鍋爐水冷壁貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)進(jìn)一步下降，各測(cè)點(diǎn)H2S體積分?jǐn)?shù)的平均值降至0.0103%，超過(guò)0.02%的測(cè)點(diǎn)數(shù)量?jī)H有2個(gè)，且H2S體積分?jǐn)?shù)最高值由調(diào)整前0.0468%下降到0.0224%，極大地緩解了水冷壁高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

圖8 調(diào)整優(yōu)化后各層測(cè)點(diǎn)H2S體積分?jǐn)?shù)(%)測(cè)量結(jié)果Fig.8 Test value of H2S volume fraction (%) at each layer after adjustment and optimization

5 結(jié)論

1）某超臨界350 MW機(jī)組鍋爐高負(fù)荷工況下發(fā)生高溫腐蝕的情況比低負(fù)荷工況嚴(yán)重，而且逆時(shí)針切圓燃燒鍋爐四墻發(fā)生高溫腐蝕的程度并非沿爐墻中心均勻分布，而是右側(cè)比左側(cè)更加嚴(yán)重。

2）根據(jù)鍋爐四墻中心線水冷壁右側(cè)高溫腐蝕嚴(yán)重問(wèn)題，提出增加周界風(fēng)量和提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度，從而提高進(jìn)入爐膛煤粉氣流的剛性，緩解火焰對(duì)爐墻的擴(kuò)散與沖刷。

3）通過(guò)適當(dāng)?shù)卣{(diào)整運(yùn)行氧量、周界風(fēng)量和磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度后，各貼壁測(cè)點(diǎn)H2S體積分?jǐn)?shù)平均值由調(diào)整前0.0226%降至0.0103%，調(diào)整前后H2S體積分?jǐn)?shù)超過(guò)0.02%的測(cè)點(diǎn)數(shù)量由17個(gè)降至2個(gè)，H2S體積分?jǐn)?shù)最高值由調(diào)整前0.0468%降到0.0224%，有效地緩解了水冷壁的高溫腐蝕。