風量配比對W形火焰鍋爐水冷壁高溫腐蝕的影響研究

楊太勇, 張清福, 劉瑞東, 林偉康, 周文臺

(1. 四川中電福溪電力開發有限公司, 四川宜賓 645152； 2. 中電華創電力技術研究有限公司, 上海 200080； 3. 上海發電設備成套設計研究院有限責任公司, 上海 200240)

我國無煙煤資源主要分布在西南地區，且存在硫含量高的特征，而燃用無煙煤一般選用W形火焰鍋爐。由于W形火焰鍋爐存在高爐溫、易結焦特點，在高溫腐蝕方面，W形火焰鍋爐比常規爐型更加容易引起高溫腐蝕的爆管，而水冷壁作為高溫腐蝕的高發區域，值得研究。

1 腐蝕現象

在煤粉鍋爐中，高溫腐蝕主要有三種：硫酸鹽型、氯化物型和硫化物型[1-2]。

(1) 硫酸鹽型。

硫酸鹽型腐蝕主要有兩種途徑：一種是灰渣層中的堿金屬硫酸鹽與SO3共同作用產生腐蝕；另一種是堿金屬焦中硫酸熔鹽腐蝕。熔融硫酸鹽積灰層對金屬壁面的腐蝕速度比氣態硫酸鹽要快得多。當溫度在680 ℃左右時，熔融硫酸鹽的腐蝕速度約為氣態時的4倍。爐內水冷壁管管壁溫度通常在600 ℃以下，所以熔融硫酸鹽的腐蝕隨管壁溫度增高而加劇。現在的鍋爐多為高參數鍋爐，水冷壁壁溫較高，結焦后高溫腐蝕速度快，易發生腐蝕爆管。

(2) 氯化物型。

近年來很多研究結果表明，用高氯化物燃燒時，爐內氯化氫腐蝕是確實存在的，應給予重視。

(3) 硫化物型。

在燃燒器高度區域內，由于尚未燃盡的火焰直接沖刷到水冷壁管，使得燃料繼續燃燒時消耗了大量氧氣，使水冷壁管的外表面產生了硫腐蝕，硫化物型的高溫腐蝕過程與黃鐵礦的結渣過程也總是同時存在的。

2 原因分析

總結國內外研究，高溫腐蝕的影響因素包括[3-7]煤質(煤的含硫量、灰中堿金屬含量)、管壁附近煙氣成分、管壁溫度、火焰沖刷及磨損同時作用產生高溫腐蝕、火焰溫度波動等，研究還表明給粉不均勻對腐蝕也有很大影響。

(1) 煤質。

燃用煤質中硫、氯、堿金屬均會對水冷壁造成不同類型的高溫腐蝕。硫質量分數越高，受熱面腐蝕現象越突出。

煤中的硫在燃燒過程中生成SO2，其中少量SO2轉化成SO3，造成硫化物型的高溫腐蝕。灰中堿金屬氧化物K2O、Na2O在高溫火焰作用下會產生升華現象，其升華成分與煙氣中的SO3結合在一起，凝聚在受熱面上，形成易熔的硫酸鹽K2SO4、Na2SO4等，呈熔融狀態的K2SO4和Na2SO4會侵蝕管壁生成鉀、鈉和鐵的復合硫酸鹽(K2Na2FeSO4)，這會造成硫酸鹽型的高溫腐蝕。盡管煤質因素對高溫腐蝕影響較大，但就目前電廠對市場煤質采購可控性來說，煤質影響是屬于難控因素。

(2) 煙氣成分。

引起水冷壁管高溫腐蝕的另一個主要原因是煙氣中存在腐蝕性氣體。由于燃燒器附近的火焰溫度可達1 400～1 600 ℃，使煤中的礦物成分被揮發出來，這一區域煙氣中NaOH、SO2、HCl、H2S等腐蝕性氣體成分較多；同時水冷壁附近的煙氣還處于還原性氣氛，還原性氣氛導致了灰熔點溫度的下降和灰沉積過程加快，從而引起受熱面的腐蝕。

(3) 管壁溫度。

管壁溫度是影響腐蝕的重要因素之一。在300～500 ℃，管壁外表面溫度每升高50 K，腐蝕程度則增加一倍[1]。

(4) 火焰沖刷及磨損。

保護膜的損壞可能是由于磨損、腐蝕劑熔解、溫度和煙氣介質成分顯著變化等，其中未燃盡煤粉的磨損作用很大。當未燃盡的火焰流沖刷水冷壁管時，煤粉的尖銳棱角具有很大的磨損作用。磨損破壞了由腐蝕產物形成的不太堅固的保護膜，煙氣介質便急劇地與純金屬發生反應。這種腐蝕和磨損相結合的過程，會大大加劇金屬管子的損壞過程。

(5) 火焰溫度波動。

煤粉的著火溫度很高，當在空間和時間上產生不均勻時，便會形成溫度相當低的粉流，因而在爐膛里不能完全著火。火焰溫度發生很大幅度的波動，從而在靠近噴燃器的區域內發生腐蝕。

3 試驗研究

鍋爐爐型及燃用煤質確定以后，影響水冷壁高溫腐蝕的主要因素就是水冷壁附近的煙氣氣氛。試驗選擇600 MW超臨界W形火焰鍋爐進行實爐試驗研究，通過改變總風量，測試了不同負荷下水冷壁不同標高沿爐寬的煙氣成分。根據實際運行狀況，調節省煤器入口O2體積分數(改變總風量)進行測試(見表1)。測試過程中鍋爐前后墻風門采用均等配風，且在試驗過程中二次風風門不做調整。

表1 試驗工況 %

試驗工況的選擇是基于目前電廠的運行方式而定的，表1中的工況1、工況4、工況7是目前電廠在該負荷下運行常用的O2體積分數，根據該O2體積分數，適當上浮O2體積分數進行試驗。

在36 800 mm標高及48 500 mm標高位置的前后墻上進行測試，測試位置見圖1。每層標高6個測點，共計12個測點。

圖1 沿爐寬的測試位置

通過測試不同標高沿爐寬前后墻位置的煙氣成分，分析：

(1) 同一標高沿爐寬的O2體積分數分布，分析沿爐寬的O2體積分數場，找出鍋爐缺風的位置。

(2) 分析不同標高同位置O2、CO、H2S的體積分數，分析爐內的燃燒狀況及硫化物的生成情況。

4 結果分析

通過對不同標高位置、不同鍋爐負荷、不同煙氣成分、不同氧量工況試驗數據整理得到以下結果。

4.1 不同標高

以600 MW負荷工況7為例，其前后墻36 800 mm標高位置及48 500 mm標高位置的O2、CO、H2S測試結果見圖2～圖4。

圖2 不同標高位置的貼壁O2體積分數

圖3 不同標高位置的貼壁CO體積分數

圖4 不同標高位置的貼壁H2S體積分數

通過測試分析發現O2體積分數呈現兩個特征：一是48 500 mm標高的前后墻沿爐寬測點的貼壁O2體積分數比36 800 mm標高同水平位置測點的貼壁O2體積分數低，說明隨著爐內煙氣的上升，燃燒不斷進行，并消耗O2，此時省煤器入口O2體積分數在2.5%～3.0%，而36 800 mm標高沿爐寬平均O2體積分數在4.0%～4.5%，48 500 mm標高沿爐寬的平均O2體積分數在2.5%左右，說明在48 500 mm標高以上爐內燃燒速率已經很低，耗氧量已經很小了；二是無論前墻還是后墻，兩層標高均呈現出沿爐寬中間低、兩邊高的特點，說明中間相對缺風，而兩側風量充足。

不同標高沿爐寬的CO體積分數分布呈現兩個特征：一是前墻的CO體積分數比后墻高得多，說明前墻存在燃燒不充分性更加強烈，尤其是前墻中部的CO體積分數接近1%，說明高負荷前墻中部缺風嚴重，與氧量的測試結果相互印證；二是隨著標高的增加，CO體積分數逐漸減少，反映出爐內隨著煙氣的上升，CO和O2進行了燃燒反應，說明爐內還原性氣氛最重的是燃燒器區域，在結焦防治上應該是重點對象。

隨著標高的增加，H2S體積分數略微增加，說明爐內H2S的生成是需要時間的，但是增加的量不大，且前后墻H2S體積分數相當，在0.012%～0.014%。

4.2 不同O2體積分數

在滿負荷下，通過調節總風量、改變省煤器入口O2體積分數，按照工況7、工況8、工況9進行試驗。測量36 800 mm標高位置在不同O2體積分數下的貼壁煙氣成分，測試結果見圖5～圖7。

圖5 不同氧量工況下的貼壁O2體積分數

圖6 不同氧量工況下的貼壁CO體積分數

圖7 不同氧量工況下的貼壁H2S體積分數

隨著總風量的增加，呈現出三大特征：一是前墻中部O2體積分數與總風量變化關系不大，前墻中部O2體積分數一直在1.5%左右，說明此處缺風嚴重，總風量增加所帶來的前墻中部份額增加無法緩解此處的缺風；二是隨著總風量的增加，前后墻的CO均有所下降，前墻下降更加明顯，這說明加風還是有所效果的；三是隨著風量的增加，H2S的生成量先是略微增加，然后基本不再變化。

4.3 不同負荷

在不同負荷下，按照日常運行的O2體積分數進行測試，36 800 mm標高測試結果見圖8～圖10。

圖8 不同負荷下的日常工況貼壁O2體積分數

圖9 不同負荷下的日常工況貼壁CO體積分數

圖10 不同負荷下的日常工況貼壁H2S體積分數

上述試驗結果發現：負荷越低，鍋爐的過量空氣系數越大，貼壁O2體積分數也越大；負荷越低，CO的生成量越低，和高負荷不在同一數量級，但是低負荷H2S的生成反倒是高得多，說明H2S的生成和氧量有關。高負荷的時候H2S含量較低，有利于緩解氣態高溫腐蝕的。

5 結語

通過對不同標高、不同負荷下沿爐寬的煙氣成分測量，得出以下規律：

(1) 前墻中部在不同負荷及配風風量的情況下均存在缺氧的狀況，CO體積分數與O2體積分數關系密切，各個負荷段下都應該強化前墻中部的配風。

(2) 鍋爐H2S的生成與過量空氣系數關系密切，O2體積分數越高，H2S體積分數也越高。但總的來說，H2S的體積分數在0.012%～0.015%，屬于可控范圍。

(3) 目前不同負荷段下的常用工況平均O2體積分數較高， H2S體積分數在0.012%～0.014%，CO最高在滿負荷下，前墻平均體積分數在0.3%～0.4%。因此，目前常用工況O2體

積分數下的高溫腐蝕屬于正常可控狀態，但是，還可以通過適當優化前后墻及爐寬方向的配風來進一步緩解高溫腐蝕。

參考文獻：

[1] 岑可法, 樊建人, 池作和, 等. 鍋爐和熱交換器的積灰、結渣、磨損和腐蝕的防止原理與計算[M]. 北京: 科學出版社, 1994.

[2] 向上. 川渝地區國產670 t/h鍋爐高溫腐蝕研究[D]. 保定: 華北電力大學, 2009.

[3] 畢玉森. 我國電站鍋爐低NOx燃燒器的應用狀況及運行實績[J]. 熱力發電, 1998,27(1): 4-11.

[4] 范文武, 丘紀華, 張軍營. 220 t/h鍋爐水冷壁腐蝕分析與預防[J]. 電站系統工程, 2006, 22(6): 5l-52, 55.

[5] 紀象民, 任純兵, 張劍敏. 220 t/h鍋爐水冷壁管高溫腐蝕原因及措施[J]. 特種設備安全技術, 2006(3): 16-17.

[6] 米子德, 梅東升, 韓旭東. 300 MW燃煤機組鍋爐再熱器高溫腐蝕分析[J]. 華北電力技術, 2006(2): 7-9, 13.

[7] 宋紹偉, 邱現堂, 周海清, 等. 420 t/h鍋爐水冷壁高溫腐蝕原因分析及預防對策[J]. 熱力發電, 2007, 36(3): 45-47.