鍋爐水冷壁結渣及高溫硫腐蝕對策

丁　彪

(大唐林州熱電有限責任公司，河南 安陽　456561)

1　水冷壁的高溫腐蝕和結渣現象

大唐林州熱電采用低氮燃燒技術鍋爐，順時針切圓燃燒。水冷壁高溫硫腐蝕和結渣主要發生在燃燒區域向火側，如圖1所示。

圖1　高溫腐蝕及爐內結渣發生的部位

為了提高再熱器氣溫，運行調整采用投運上層燃燒器的燃燒方式，則煤粉的燃燒位置上移，那么上層燃燒器至燃盡風區域也會發生腐蝕。大唐林州熱電1、2號鍋爐在檢修時發現E層燃燒器高度(標高：27 m)后墻靠向火側水冷壁管減薄，且表面凹凸不平，有明顯片狀剝落痕跡，管壁上也存在不規則的突起，在檢查中發現有的管子管壁減薄超過管子總壁厚的30%，管子已不能滿足鍋爐安全運行要求。結合管子腐蝕形態、爐內燃燒環境以及腐蝕產物等綜合分析，確認為典型的硫化物型高溫腐蝕[1-2]。同時發現爐內大面積結渣，結渣主要發生在燃盡風高度以下主燃區向火測。

2　高溫腐蝕及爐內結渣的機理及影響因素

水冷壁高溫腐蝕的主要腐蝕方式是H2S及原子硫與鐵反應形成的腐蝕。壁面H2S氣體的濃度越高，高溫腐蝕就越嚴重[3]。腐蝕速度與H2S濃度的關系如圖2所示。

圖2　腐蝕速度與H2S濃度的關系

H2S氣體的濃度除與燃煤含硫量有關外，還與壁面處CO濃度有關，在相同含硫量下，CO氣體濃度越高，H2S氣體的濃度也越高。發生嚴重高溫腐蝕的水冷壁面處，含氧量一般低于0.5%、CO濃度>5 000 μL/L、H2S濃度在300～800 μL/L。H2S氣體濃度與過剩空氣系數和CO2濃度的關系如圖3所示。

圖3　H2S氣體濃度與過?？諝庀禂?、CO濃度的關系

從圖3可以看出，在含硫量不變的情況下，解決高溫腐蝕的方向是提高壁面附近氧的濃度從而降低CO濃度，降低壁面CO濃度繼而降低H2S氣體的濃度，最終解決高溫腐蝕問題。

爐內結渣的機理是熔融的灰在到達壁面前未冷卻到軟化溫度以下，在水冷壁面上的沾污堆積。爐內結渣主要與爐內煤粉氣流的刷墻及灰熔融溫度降低相關聯，爐內切圓直徑越大，氣流刷墻的概率越高；壁面還原性氣體濃度越高，灰熔點溫度下降幅度越大，結渣的可能行也越高[4]。結渣的治理主要從減小爐內切圓直徑及改善壁面還原性條件入手。

3　低氮燃燒器改造后高溫腐蝕及結渣的原因

低氮燃燒器改造的主要內容是通過在燃燒器上部增設分離燃盡風，將燃燒進行分級，形成主燃燒器區域缺氧燃燒的環境。低氮燃燒器改造后燃盡風以下區域總體缺氧的環境是不會改變的，燃燒器改造時要使近壁處形成富氧環境才能避免高溫腐蝕的發生。該爐低氮燃燒器改造時一次風采用百葉窗濃縮器，濃、淡煤粉間設有垂直鈍體，使濃淡一次風之間6°的夾角。濃側為向火側，淡側為背火側，期望形成濃側靠向爐膛中心、淡側靠在爐膛外側風包粉的氣流結構，如圖4(a)所示。

為防止爐膛結渣及高溫腐蝕，將BC、CDⅡ層二次風上下各隔出風口，與主燃燒器射流方向正向偏轉22°，期望形成貼壁風以保護水冷壁使之不產生高溫腐蝕，如圖4(b)所示。

圖4　濃淡分離及一、二風氣流結構

但實際情況與期望正好相反，部分二次風大角度正向偏轉會使爐內切圓直徑增大，同時動量較小一次風射流受同角偏轉二次風的引射及上游偏轉二次風氣流對其根部沖擊點提前的影響，其偏轉程度更加嚴重，造成一次風煤粉與二次風的分離，形成粉包風的氣流分布如圖5所示。如此使爐內燃燒在向火側更貼近壁面，并且由于得不到二次風中氧的補充，向火側壁面附近呈嚴重的缺風燃燒狀態，產生高濃度的CO及H2S氣體,對水冷壁產生強烈的高溫腐蝕，同時由于切圓直徑變大，氣流刷墻嚴重，加之強還原性氣氛，使灰熔點溫度降低，爐內向火側結渣趨向嚴重。

圖5　一次風偏轉后的爐內氣流結構

4　高溫腐蝕原因的試驗驗證

4.1　熱態試驗的驗證

在前后墻各層標高位置布置煙氣取樣測點得到仿真結果(見圖6)，通過對各測點的煙氣成分測量驗證高溫腐蝕的原因。

圖6　仿真結果一

4.1.1提高運行磨煤機風量試驗

按習慣運行方式，工況穩定后對水冷壁區域的各測點進行煙氣成分測量，然后保持氧量及分離燃盡風開度不變，將運行的磨風量提高10 t/h，同時減小各主燃區二次風門開度，使爐膛—風箱壓差與習慣運行方式相同，工況穩定后對水冷壁區域的各測點進行煙氣成分測量。如磨煤機風量提高后，向火側各測點處的氧量升高、CO及H2S氣體濃度降低，說明提高一次風量后，一次風剛性增強，一次風射流偏置程度減輕，爐內切圓直徑減小，風粉分離現象減弱。

4.1.2減小偏轉二次風量試驗

在提高磨煤機風量的基礎上，減小BC、CDⅡ層偏轉二次風開度，增大AA、AB、CDⅠ，同時保持爐膛-風箱壓差不變，工況穩定后對水冷壁區域的各測點進行煙氣成分測量。如減小偏轉二次風的風量后，向火側各測點處的氧量進一步升高、CO及H2S氣體濃度進一步降低，說明偏轉二次風加劇了一次風射流的偏轉，是引起一次風風粉分離的原因。

4.2　冷態試驗的驗證

利用停爐機會對鍋爐進行冷態試驗在爐內一、二次風按冷態模化風速調平的基礎上利用長飄帶觀察C、D、E層一次風射流的偏轉情況及切圓直徑的大小，然后將BC、CDⅡ層偏轉風噴口用膠帶封死，增大AA、AB、CDⅠ開度，使二次風量保持不變，重新利用長飄帶觀察C、D、E層一次風射流的偏轉情況及切圓直徑的大小。如偏轉二次風噴口封死后一次風射流偏轉程度減輕、切圓直徑減小，說明偏轉二次風加據了一次風射流的偏轉、增大了爐內切圓直徑。

5　改造方案及效果的驗證

由分析得到試驗結果可知，結渣及高溫腐蝕的原因是相同的，改造的方向主要是減小一次風氣流的偏轉，減小爐內切圓直徑。改造方案主要從減小偏轉二次風的偏轉角度著手。改造后偏轉二次風的偏轉角不大于8°。偏轉二次風如果完全取消，會使爐內切圓減小過多，引起煤在爐內停留時間減少，引起飛灰含碳量升高，降低機組運行的經濟性，同時偏轉二次風偏轉角取消后二次風混入提前，引起NOx升高。綜合分析后改造時偏轉二次風角度采用7°。

通過改造后水冷壁面煙氣成分測量來驗證改造效果，改造后向火側煙氣氧量升高到1.0、CO含量低于3 000 μL/L、H2S濃度低于100 μL/L，改造后明顯解決了高溫腐蝕問題，同時通過對運行中掉渣情況的觀察確認爐內結渣的情況，改造后掉渣明顯減少，所以改造取得了很好的效果。

6　結語

鍋爐水冷壁高溫硫腐蝕和結渣的原因很多，主要有燃用高硫煤、爐內切圓直徑大、爐膛火焰溫度高、爐膛內還原性氣氛高及氣粉分離造成的沖刷水冷壁等。本文根據電廠實際情況，對問題原因進行了分析，并通過試驗對分析進行了驗證，最后提出了具體的改造方案，改造后效果比較明顯。

參考文獻：

[1]夏威. 電廠鍋爐水冷壁的高溫腐蝕淺析[J]. 化學工程與

[1]裝備, 2010(1): 109-110.

[2]丘紀華, 陳剛. 四角燃燒煤粉鍋爐穩燃技術的分析與應用[J]. 熱能動力工程, 1999, 14(4): 276-277.

[3]丘紀華, 李敏, 孫學信, 等. 對沖燃燒布置鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題的研究[J]. 華中理工大學學報,1999, 27(1): 63-65.

QIU Jihua, LI Min, SUN Xuexin, et al. The corrosion of water-wall in wall fired boiler[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology , 1999, 27(1): 63-65.

[4]姚斌, 曾漢才, 焦慶豐. 大型鍋爐水冷壁高溫腐蝕分析及改進措施[J]. 華中科技大學學報(自然科學版), 2004, 32(3):20-22.

YAO Bin, ZENG Hancai, JIAO Qingfeng. The high temperature corrosion on water cooled wall in large-scale boiler and its improvement[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology(Nature Science Edition), 2004, 32(3): 20-22.