1 000 MW超超臨界單爐膛雙切圓鍋爐水冷壁貼壁氣氛影響因素

劉同干，劉曉東，何利軍，戴維葆，孔俊峰，陳國慶，戴家麒，馬江英

(1.國家能源集團泰州發電有限公司，江蘇 泰州 225327；2.國電南京電力試驗研究有限公司，江蘇 南京 210023)

0 引 言

近年來，燃煤電廠涉及環保的技改中，NOx處理多采用低氮燃燒和SCR的技術路線[1-2]。其中，低氮燃燒技術主要是采用空氣分級燃燒，通過控制主燃燒器區域的氧量和燃燒強度，采用缺氧燃燒的方式形成還原性氣氛，減少NO生成[3]。由于采用缺氧燃燒，會在主燃燒器區域生成較多的CO。同時在主燃燒器上部一定高度布置燃盡風(SOFA)，實現煤粉顆粒和初期燃燒產生的CO的燃盡。隨著低氮燃燒運行時間延長，主燃燒器區域水冷壁貼壁氣氛中O2濃度長期處于較低甚至為0的水平，CO濃度長期處于較高水平，還原性氣氛較濃，逐漸對水冷壁形成高溫腐蝕，由此帶來的水冷壁管壁減薄、爆管以及壽命縮短等問題，嚴重影響燃煤機組的安全穩定運行[4-7]。

針對燃煤鍋爐水冷壁高溫腐蝕產生的原因分析和治理較多，許堯[8]針對某1 000 MW超超臨界燃煤機組鍋爐水冷壁腐蝕機理進行分析，認為解決CO排放濃度高和腐蝕問題的要求一致:通過燃燒優化調整試驗方法，針對性地改善水冷壁近壁區煙氣條件以減輕和防治腐蝕。李永生等[9]以某超臨界660 MW對沖旋流燃燒鍋爐為研究對象，采用數值模擬和試驗方法，研究了水冷壁貼壁氣氛分布特征，分析了機組負荷、運行氧量、燃盡風量及二次風配風方式對兩側墻水冷壁貼壁氣氛中O2、CO和H2S濃度的影響。劉博等[10]針對某1 000 MW超超臨界燃煤機組出現的鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題，通過燃燒器優化改造和增設側燃風裝置，使得煤粉刷墻現象消失，水冷壁側墻壁面CO和H2S平均濃度大幅下降。洪立和江焯燁[11]分析了某600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕的情況，認為主要原因是煤粉刷墻和側墻存在高濃度H2S，通過設備改造，調整了兩側墻壁面氣氛。岳峻峰等[12]分析了某1 000 MW 超超臨界二次再熱鍋爐燃燒器特點，認為提高運行O2體積分數、降低煤粉細度、減少燃盡風量有助于減弱水冷壁近壁面還原性氣氛，超超臨界二次再熱鍋爐比超超臨界一次再熱鍋爐面臨的水冷壁高溫腐蝕風險更高。

然而，國內外鮮見針對單爐膛雙切圓超超臨界鍋爐水冷壁貼壁氣氛分布特征的相關報道，該類鍋爐近年來也出現了較嚴重的水冷壁高溫腐蝕問題[13-16]。筆者以某超超臨界1 000 MW單爐膛雙切圓燃燒鍋爐為研究對象，采用試驗和優化調整的方法，測量分析了機組負荷、運行氧量、分離燃盡風風量、煤粉細度等因素對水冷壁貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數的影響。

1 研究對象及特點

1.1 鍋爐

采用哈爾濱鍋爐廠有限責任公司與日本三菱公司聯合設計制造的超超臨界變壓運行直流鍋爐，中間一次再熱、單爐膛八角反向雙切圓燃燒、平衡通風、固態排渣、全鋼懸吊結構Π型、露天布置直流鍋爐，型號為HG-2980/26.15-YM2。燃燒系統采用M-PM低氮燃燒器+偏置周界風+SOFA燃燒器的組合。

1.2 燃燒特點和高溫腐蝕

單爐膛雙切圓鍋爐的爐膛由形成切圓氣流的4組噴口連線，呈長寬比約為1.55∶1.00的矩形，爐內水平截面流場呈橢圓形，橢圓長軸指向的區域溫度高于其他區域，形成雙切圓鍋爐所特有的“冷熱角”現象，在熱角附近易發生高溫腐蝕現象。本試驗爐膛截面呈長方形結構，8只燃燒器分別布置在爐膛前、后墻上，逆時針排列，其中2、3、5、8號角為“熱角”，1、4、6、7號角為“冷角”。如圖1所示。

圖1 雙切圓燃燒鍋爐爐內空氣動力場特性

檢查發現鍋爐水冷壁區域高溫腐蝕主要集中于熱角區域，即前墻2、3號角，左側墻和右側墻靠爐后區域5、8號角均存在較嚴重的高溫腐蝕問題。

2 試驗方法

2.1 貼壁氣氛測點布置

爐膛水冷壁貼壁氣氛試驗測點的布置如圖2所示。在標高25.9、30.3和34.9 m處分別布置3層測點，每層布置10個測點，爐膛四角上分別布置2個測點，2、3號燃燒器之間布置1個測點，6、7號燃燒器之間布置1個測點，爐膛四周共布置30個測點。第3層1號角的測點命名為3-1，其他類似。

圖2 爐膛水冷壁貼壁氣氛試驗測點布置

2.2 測量方法和煤質分析

試驗采用TESTO350、optima 7和煙氣預處理器測量水冷壁近壁區煙氣中O2、CO和H2S體積分數及脫硝系統入口O2、CO和NOx體積分數。取樣時將煙氣經除塵、除濕、冷卻等預處理后送入煙氣分析儀，測量煙氣中O2、CO、H2S等體積分數。

試驗期間入爐煤采用分磨燃燒的配煤方式，燃用3種煤質，煤質分析結果見表1，試驗中3種煤質的燃用比例為3∶2∶1。試驗過程中，保證機組負荷穩定，各臺磨出力穩定，運行參數穩定。每個試驗工況調整后穩定0.5 h，測量時間2 h。

表1 試驗煤種的煤質分析

3 試驗結果及分析

3.1 貼壁氣氛分布特點

機組負荷分別為950、750、500 MW工況下，機組采用習慣運行方式，分析鍋爐水冷壁貼壁氣氛中O2、CO和H2S的體積分數測量結果見表2(工況1～3)。由于運行時間久，部分測點已被煤粉顆粒或熔融渣封堵，無法使用，因此僅列出可使用的測點數據。

由表2可知，950 MW負荷下，分析3層測點的貼壁氣氛測量結果。所有的“熱角”測點貼壁氣氛中O2體積分數均為0，所有的“冷角”測點貼壁氣氛中均能測量到不同體積分數的O2。“熱角”的CO體積分數均遠高于“冷角”，3-5號測點CO體積分數最高，達到94 300×10-6。對比所有“熱角”和“冷角”的CO體積分數平均值，“熱角”為55 470×10-6，“冷角”為10 950×10-6。O2體積分數低的測點，CO體積分數相對較高。

表2 機組不同負荷下負荷貼壁氣氛測量結果

在機組950 MW負荷下，比較第2層測點的測量結果，2-2、2-5、2-8號測點的O2體積分數均為0，CO體積分數均不低于35 000×10-6，其中2-5號測點CO體積分數為68 000×10-6。2-1、2-4號測點O2體積分數均在1%左右，CO體積分數分別為3 300×10-6、17 000×10-6。而第2層所有測點的H2S體積分數相差不大，在140×10-6～190×10-6，前墻高于后墻。

在機組950 MW負荷下，比較第3層和第1、2層的測量結果。第1層各“熱角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數平均值分別為0、54 200×10-6、112×10-6，“冷角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數平均值分別為0.6%、6 000×10-6、97×10-6；第2層各“熱角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數平均值分別為0、46 667×10-6、153×10-6，“冷角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數平均值分別為1.1%、10 150×10-6、180×10-6；第3層各“熱角”位置貼壁氣氛中H2S體積分數平均值分別為0、69 950×10-6、116×10-6，“冷角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S體積分數平均值分別為1.6%、13 133×10-6、162×10-6。CO體積分數最低的位置位于2-1號測點，體積分數為3 300×10-6，屬于“冷角”，發生高溫腐蝕的風險很小。CO體積分數最高的位置位于標高最高的3-5號測點，為94 300×10-6。H2S體積分數最低的位置位于標高最低的1-8號測點，體積分數為80×10-6。H2S體積分數最高的位置位于標高最高的3-1號測點，為200×10-6，H2S體積分數變化與是否“熱角”關系不大。在“熱角”位置貼壁氣氛中O2體積分數均為0的條件下，綜合判斷CO和H2S的體積分數，認為第3層“熱角”位置的貼壁氣氛還原性最強。因此，隨著燃燒器標高的增加，發生高溫腐蝕的可能性增大。

綜上可知，水冷壁近壁區“熱角”具有較強的還原性氣氛，且隨著爐膛高度而增強，具有較高的高溫腐蝕風險。所有“熱角”位置的O2體積分數均為0，CO體積分數平均值超過50 000×10-6。所有冷角的還原性氣氛稍弱，但CO體積分數平均值仍超過10 000×10-6。H2S體積分數與是否“熱角”關系不大。相同高度上，2、3、5、8號角燃燒器所在區域的還原性氣氛最強。

3.2 機組負荷的影響

機組負荷750 MW工況下的測量結果顯示，同950 MW負荷下測量結果相似，除2-2號測點位置外，其他“熱角”位置O2體積分數均為0，，CO體積分數均高于“冷角”，3-5號測點CO的體積分數最高，達到85 600×10-6。所有“熱角”CO體積分數平均值為70 530×10-6，“冷角”為8 120×10-6。“熱角”CO體積分數平均值比950 MW負荷工況高，但總體處于同一數量級水平。

機組負荷500 MW工況下的測量結果顯示，同中高負荷下相比，多數“熱角”測點O2體積分數仍為0，除3-1號測點外，其他“冷角”測點的O2體積分數明顯升高，CO體積分數降低。因此在低負荷下，僅有部分CO濃度高的區域發生高溫腐蝕的風險較大。

對比3個負荷下“熱角”和“冷角”貼壁氣氛中O2、CO體積分數平均值，如圖3所示。隨著負荷的升高，貼壁氣氛中O2體積分數總體降低，CO體積分數總體升高。其中，中高負荷下的貼壁氣氛基本在同一水平，而在500～750 MW，O2體積分數急劇下降，CO體積分數急劇上升。對比3個負荷下H2S的平均測量結果，隨著負荷降低，H2S體積分數逐漸下降。

圖3 機組負荷對貼壁氣氛的影響

在爐膛內，煤粉燃燒主要的化學反應如下：

(1)

(2)

(3)

不同氧量濃度下，C的化學反應不同。當煤粉濃度較低、氧濃度充足的情況下，煤粉燃燒主要按反應(3)進行，煤粉燃盡性良好。當煤粉濃度較高、氧濃度較低時，則主要發生反應(1)，產生大量CO，同時也可抑制CO的再燃燒(反應(2))。

分析認為，在中高負荷下，爐膛總體處于低氧運行狀態，分級燃燒導致主燃區的過剩空氣系數僅為0.75左右，加劇了缺氧燃燒，主燃區的煤粉燃燒主要按反應(1)進行，從而產生大量CO，且低氧也抑制了CO再燃燒生成CO2，因此貼壁氣氛中O2體積分數低，CO體積分數高。而在低負荷下，爐膛內氧濃度較高，主燃區雖然也處于缺氧燃燒狀態，但過剩空氣系數可達0.8～0.9，因此，主燃區的煤粉燃盡性相對更高，因此貼壁氣氛中的CO體積分數較低。

3.3 運行氧量的影響

機組950 MW負荷下，保持磨運行方式不變，適當提高爐膛出口氧量，“熱角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S的體積分數測量結果見表3(工況4)。

由表3可知，高負荷下，提高運行氧量，“熱角”位置的還原性氣氛并未改善，O2、CO和H2S的體積分數基本不變。同工況1對比，“熱角”的O2體積分數基本為0，CO體積分數超過33 000×10-6，950 MW下運行氧量對貼壁氣氛的影響如圖4所示。

表3 機組950 MW負荷貼壁氣氛測量結果

圖4 950 MW下運行氧量對貼壁氣氛的影響

此外，測量爐膛出口的煙氣成分，發現隨著氧量提高，爐膛出口NOx排放量由190 mg/Nm3升高到201 mg/Nm3，CO排放體積分數由285×10-6降低到200×10-6，飛灰可燃物含量由1.18%降低到0.92%。

機組500 MW負荷下，保持磨運行方式不變，適當降低爐膛出口氧量，“熱角”位置貼壁氣氛中O2、CO和H2S的體積分數測量結果見表4(工況5)。

表4 機組500 MW負荷貼壁氣氛測量結果

由表4可知，低負荷下，降低運行氧量，“熱角”位置的O2和H2S體積分數基本不變，但除2-8測點外，其他“熱角”位置CO的體積分數均有不同程度的升高，部分測點測量結果如圖5所示。

圖5 500 MW下運行氧量對貼壁氣氛的影響

分析認為，機組高中低3個負荷下的原設計運行氧量分別是2.74%、3.79%、5.67%，實際運行中，3個負荷下的運行氧量分別是1.74%、3.38%、4.75%。由于高負荷下運行氧量本身較低，主燃區處于深度缺氧環境下，煤粉燃燒主要按反應(1)進行，煤粉不能快速燃盡，產生大量CO。提高氧量并不能改變深度缺氧的狀況，因此在水冷壁貼壁處氧量為0的情況下，貼壁氣氛中CO體積分數不發生變化。而在低負荷下，由于爐膛過剩空氣系數大，主燃區氧量相對比較充足，提高氧量更有利于煤粉盡快燃盡，因此貼壁氣氛對氧量的變化較為敏感。

3.4 分離燃盡風風量的影響

機組950 MW負荷下，維持磨運行方式和運行氧量不變，關小分離燃盡風門(表5)，減少燃盡風量(工況6)，“熱角”位置CO和H2S的體積分數測量結果如圖6所示。

表5 燃盡風門開度調整工況

圖6 燃盡風量對貼壁氣氛的影響

由圖6可知，隨著燃盡風量的降低，“熱角”位置貼壁氣氛中CO體積分數普遍降低，但仍處于較高水平，而H2S體積分數，除2-2測點外，其他測點位置基本不變。

此外，測量爐膛出口的煙氣成分發現，由于分級風量的減少，燃燒產生的NOx增加，導致爐膛出口煙氣中NOx質量濃度上升，由190 mg/Nm3升高到206 mg/Nm3，飛灰可燃物含量由1.18%降低到0.90%。

分析認為，在保持負荷、總燃料量和總風量不變的前提下，燃盡風量的減少使得燃燒器區域的二次風量增多，主燃區的過剩空氣系數增加，一方面有利于煤粉與O2直接反應生成CO2(反應(3))，另一方面也有助于缺氧燃燒產生的CO能夠進一步燃燒生成CO2(反應(2))，提高了煤粉的燃盡率，從而導致貼壁氣氛中CO體積分數降低。

3.5 煤粉細度的影響

機組950 MW負荷下，調整各運行磨的分離器轉速，降低入爐煤的煤粉細度，調整前后煤粉細度R90由24.3%降低到18.85%(工況7)，測量“熱角”的貼壁氣氛，如圖7所示。

由圖7可知，隨著煤粉細度的降低，“熱角”位置貼壁氣氛中CO和H2S的體積分數均有不同程度的降低，但2-5和3-5測點位置的CO體積分數仍超過50 000×10-6。

圖7 煤粉細度對貼壁氣氛的影響

分析認為，由于煤粉細度的降低，擴大了煤粉與空氣的接觸面積，有利于煤粉的著火和燃盡。以4號角為例，煤粉著火的提前，使火焰下游的煤粉含量降低，煙氣中氧含量相對較高，初期缺氧燃燒產生的CO能夠及時再燃，同時風對煤粉的包裹性相對改善，因此貼壁氣氛中CO體積分數有所降低。但煤粉細度的降低無法改變“熱角”CO體積分數高的狀況。且煤粉細度不能一味降低，還需要考慮磨煤機耗電和設備磨損，以及煤粉著火過快帶來的燃燒器噴口燒損風險。

另外，由于煤粉細度降低，煤粉燃燒得到改善。測量爐膛出口的煙氣成分發現，爐膛出口NOx排放量由190 mg/Nm3降低到173 mg/Nm3，CO體積分數由285×10-6降低到127×10-6，飛灰可燃物含量由1.18%降低到0.83%。

4 結 論

1)由于單爐膛雙切圓鍋爐爐膛的特有結構，以及空氣分級燃燒的影響，主燃區處于缺氧燃燒狀態，導致燃燒器區域的“熱角”具有極強的還原性貼壁氣氛，第3層熱角位置貼壁氣氛還原性最強，成為水冷壁高溫腐蝕最嚴重的區域。

2)機組負荷越高，貼壁氣氛還原性越強；中高負荷下的貼壁氣氛基本在同一水平，“熱角”位置發生高溫腐蝕的可能性大，低負荷下貼壁氣氛的還原性減弱，僅有部分“熱角”位置具有發生高溫腐蝕的可能性。負荷由50% BRL升高到75% BRL，中負荷，貼壁氣氛中O2體積分數急劇下降，CO體積分數急劇上升；H2S體積分數隨負荷的降低逐漸下降。

3)燃燒優化調整可在一定程度上緩解高溫腐蝕，適當提高氧量，減少燃盡風量，可提高主燃區的過剩空氣系數，減弱貼壁氣氛的還原性強度，但僅在低負荷下較為明顯，中高負荷下提高氧量或減少燃盡風量，貼壁氣氛基本不變；降低煤粉細度有利于煤粉提前著火和燃盡，貼壁氣氛中CO和H2S的體積分數有不同程度降低。