350 MW機組鍋爐防止高溫腐蝕燃燒優化調整試驗

王 赫，趙 斌，張子晗，王琪霖，韓承煜，王詩怡，高 明

（1.國家能源集團科學技術研究院有限公司沈陽分公司，遼寧 沈陽 110100； 2.長沙理工大學能源與動力學院，湖南 長沙 410114； 3.山東大學能源與動力工程學院，山東 濟南 250061）

近年來，隨著燃料成本的逐年增加，燃煤電廠常采用摻燒高硫劣質煤作為有效降低燃料成本的重要途徑。當摻燒高硫劣質煤時，鍋爐水冷壁本身就容易發生高溫腐蝕，加之對鍋爐燃燒器的低氮燃燒技術改造使得鍋爐主燃區常處在缺氧狀態，較強的還原性氛圍進一步加劇了高溫腐蝕的發生[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題[5-6]；洪立等，通過對廣東某電廠超臨界660 MW機組變壓直流鍋爐燃燒器加裝貼壁風改造，能有效緩解水冷壁高溫腐蝕問題[7]。雖然通過水冷壁噴涂和增設貼壁風改造可以緩解高溫腐蝕，但改造費用高、工程量大、未知風險也較多。本文針對國內某電廠超臨界350 MW機組四角切圓鍋爐，根據其燃用高硫褐煤的運行狀況，分析其鍋爐燃燒器區域水冷壁發生高溫腐蝕的原因，并進行了相應的試驗研究，取得了較好效果。

1 設備概況

某電廠超臨界350 MW機組鍋爐為HG-1116/25.4-HM2型、單爐膛四角切圓燃燒、平衡通風、固態排渣、全鋼架懸吊、Π型布置鍋爐，采用中速磨煤機、直吹式制粉系統，每臺鍋爐配置5臺磨煤機，其中1臺作為備用。鍋爐燃料特性參數見表1，設計煤粉細度R90為35%。

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

2 高溫腐蝕情況

該機組于2017年投入生產，2019年5月經檢查發現其燃燒器附近的水冷壁區域出現了大面積的高溫腐蝕，具體腐蝕狀況如圖1所示。

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

通過對腐蝕區域水冷壁管進行厚度測試發現，螺旋水冷壁標準壁厚為6.2 mm，實測高溫腐蝕后壁厚最薄處為5.6 mm，腐蝕速度為0.3 mm/a。對單側爐墻而言，水冷壁減薄并不是沿著爐墻中心線呈均勻分布的趨勢，四墻中心線右側部分比左側部分減薄程度嚴重，表明中心線右側部分高溫腐蝕更加嚴重。

圖2為鍋爐爐內燃燒切圓方向示意。由圖2可以看出，爐內燃燒切圓方向呈逆時針方向旋轉，當一、二次風經燃燒器進入爐膛后，溫度升高，氣體體積快速膨脹，阻力增大，氣流動能快速衰減，受逆時針切圓氣流的影響，燃燒的煤粉射流會靠近A區域，造成該區域H2S體積分數升高，高溫腐蝕情況加重，也符合水冷壁減薄的趨勢。

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

3 水冷壁氛圍測試及原因分析

3.1 水冷壁氛圍測點

該鍋爐的水冷壁氛圍測點布置如圖3所示。由 圖3可見，鍋爐前后墻各布置3層測點，由于鍋爐兩側墻布置有二次風風箱，因此左右側墻各布置1層，每層4個測點，爐墻中心線左右兩側各布置2個測點。

圖3 鍋爐水冷壁氛圍測點布置Fig.3 Arrangement of measuring points for boiler water wall atmosphere

試驗過程中，使用硅膠管與帶內置取樣泵的便攜式煙氣分析儀測試H2S和CO體積分數，待測量參數穩定后，對煙氣分析儀測量數據進行采集。

在進行燃燒優化調整試驗期間，每個測點的測量數據均包含氧、CO和H2S的體積分數，由于煙氣中H2S與CO的體積分數存在正相關性，而H2S與氧的體積分數存在負相關性。因此，本文中僅對H2S的體積分數進行分析。另外，煙氣中H2S體積分數接近臨界值時，將會造成高溫腐蝕的問題，目前這個臨界值仍無具體的結論。但根據行業內的普遍共識，當煙氣中H2S的體積分數高于0.02%時[8-10]，水冷壁將存在較高的高溫腐蝕風險，因此，本文以這一數值為臨界值，分析研究高溫腐蝕的原因，評判燃燒優化調整效果。

3.2 典型工況下水冷壁氛圍測試結果分析

在320 MW和220 MW負荷下，該鍋爐常規運行控制參數見表2。為了控制煙氣中NOx生成質量濃度，常規運行控制方式為保持低氧量和小二次風門開度。

表2 常規運行控制參數Tab.2 Operation parameters of general control mode

在320 MW和220 MW負荷下，未調整前各測點煙氣中H2S體積分數測量結果如圖4所示。

根據圖4測量結果分析如下：

圖4 調整前320 MW和220 MW負荷下各層測點貼壁煙氣中H2S體積分數(%)測量結果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負荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分數超過0.02%的測點數量為17個，H2S體積分數平均值0.0226%；在220 MW負荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分數超過0.02%的測點數量為9個，H2S體積分數平均值0.0168%。由此可知，高負荷工況下H2S氣體生成量明顯高于低負荷工況，發生高溫腐蝕的現象也更加嚴重。因此，在燃燒優化調整試驗中重點分析320 MW負荷下的高溫腐蝕狀況。

2）根據各層測點位置及H2S體積分數的測試結果，H2S體積分數最高值主要分布于單側爐墻中心線右側部位，這與之前的管壁厚度測量結果相符。

4 燃燒優化調整

綜合上述分析，為了降低水冷壁的高溫腐蝕風險，現擬定以下2種運行調整策略：1）提高二次風剛性，使二次風能夠在水冷壁、一次風和爐內火焰之間起到屏障作用；2）通過提高磨煤機出口風粉混合物溫度，使煤粉著火提前，降低火焰向爐墻熱擴散的強度。

4.1 氧量優化調整

為緩解水冷壁高溫腐蝕狀況，氧量優化調整是在一次風量保持不變的前提下，通過調整主燃區二次風率，使二次風剛性增強，阻隔攜帶煤粉的一次風氣流向水冷壁擴散，促使燃燒生成高溫煙氣中H2S氣體與二次風相遇并發生如下氧化反應[11]：

在自動發電控制（automatic generation control，AGC）解除的情況下，保證負荷、煤量和一次風量不變，通過調整二次風量，將鍋爐運行氧量控制在2.5%、3.0%、3.5%和4.0%，進行氧量優化調整試驗。不同運行氧量下H2S體積分數和NOx質量濃度測量結果見表3。由表3可見，隨著鍋爐運行氧量的逐漸升高，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分數先較快下降，進一步提高氧量，H2S體積分數下降較慢。主 要原因為一、二次風在垂直方向上呈現一種錯層關系[12]（圖5），在一次風量不變的情況下，通過提高二次風量改變鍋爐運行氧量，二次風量增加后其剛性增強，使二次風達到的距離更遠，能夠有效屏蔽圖5中區域b的高溫煙氣向水冷壁擴散，降低這部分區域的高溫腐蝕[13-14]。

表3 不同運行氧量下H2S體積分數和NOx質量濃度測量結果Tab.3 Test results of H2S volume fraction and NOx mass concentration at different operating oxygen levels

圖5 一、二次風錯層模擬Fig.5 Simulation of primary and secondary air stacking

然而，提高運行氧量會在一定程度上影響鍋爐運行的經濟性。運行氧量升高，爐膛主燃區的進風量增加，該區域中煙氣的還原性減弱，不利于分級配風，且煙氣中NOx排放質量濃度會有所升高。此外，運行氧量升高還會增加燃燒產生的煙氣量，從而增加排煙熱損失[15-16]。

為了評價運行氧量對NOx排放質量濃度及鍋爐效率的影響，在不同運行氧量下進行相關鍋爐性能試驗，根據《電站鍋爐性能試驗規程》（GB/T 10184—2015）標準計算得到鍋爐效率，結果見表4。通過對鍋爐效率和NOx生成質量濃度分析，設定優化后的鍋爐運行氧量應控制在3.5%。

表4 不同氧量下鍋爐效率和NOx生成質量濃度測量結果Tab.4 Boiler efficiency and NOx generation mass concentration at different oxygen contents

4.2 周界風優化調整

周界風在燃燒器噴口的布置形式如圖6所示。從圖6可以看出，周界風口布置在一次風口四周。周界風屬于二次風，其設計風量約占總二次風量的10%，設計風速為45～55 m/s，風量和風速隨大風箱的壓力而變化。

圖6 周界風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生成質量濃度，當前電廠運行人員通常會維持周界風門在一個較小的開度。為此，在保持鍋爐煤量、一次風量和鍋爐運行氧量不變的情況下，進行周界風優化調整試驗。當增加周界風門開度時，為了保持鍋爐運行氧量不變，適當關小二次風門。不同周界風門開度下H2S體積分數測量結果見表5。由表5可見，提高周界風量后，水冷壁的高溫腐蝕得到了明顯的緩解。

表5 不同周界風門開度下H2S體積分數測量結果Tab.5 Test results of H2S volume fraction at different openings of surrounding air valves

圖7為周界風包裹一次風示意。從圖7可以看出，位于燃燒器一次風口四周的周界風對一次風具有很強的包裹作用，此時提高周界風量，能夠較好地約束一次風向四周的擴散，與此同時可以快速地補充氧量，與生成的H2S進行氧化反應[17-18]。此外，周界風量約占二次風量的10%，占總風量的2%，增加周界風量對鍋爐效率和NOx生成量影響較小。因此在鍋爐負荷為320 MW時，調整周界風門開度至65%。

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

4.3 提高磨煤機出口風溫

提高磨煤機出口風溫，可實現煤粉著火提前，增加一次風前沖阻力，減小一次風前沖的距離，降低火焰熱擴散到末端的可能[19-20]。在320 MW負荷下，保持周界風門開度為65%，鍋爐運行氧量在3.5%，通過減小冷風門開度，將磨煤機出口風粉混合物溫度由65 ℃提升至70 ℃。水冷壁各測點測量結果如圖8所示。由圖8可以看出，通過提高磨煤機出口風粉溫度試驗，該鍋爐水冷壁貼壁H2S體積分數進一步下降，各測點H2S體積分數的平均值降至0.0103%，超過0.02%的測點數量僅有2個，且H2S體積分數最高值由調整前0.0468%下降到0.0224%，極大地緩解了水冷壁高溫腐蝕的風險。

圖8 調整優化后各層測點H2S體積分數(%)測量結果Fig.8 Test value of H2S volume fraction (%) at each layer after adjustment and optimization

5 結論

1）某超臨界350 MW機組鍋爐高負荷工況下發生高溫腐蝕的情況比低負荷工況嚴重，而且逆時針切圓燃燒鍋爐四墻發生高溫腐蝕的程度并非沿爐墻中心均勻分布，而是右側比左側更加嚴重。

2）根據鍋爐四墻中心線水冷壁右側高溫腐蝕嚴重問題，提出增加周界風量和提高磨煤機出口風粉混合物溫度，從而提高進入爐膛煤粉氣流的剛性，緩解火焰對爐墻的擴散與沖刷。

3）通過適當地調整運行氧量、周界風量和磨煤機出口風粉混合物溫度后，各貼壁測點H2S體積分數平均值由調整前0.0226%降至0.0103%，調整前后H2S體積分數超過0.02%的測點數量由17個降至2個，H2S體積分數最高值由調整前0.0468%降到0.0224%，有效地緩解了水冷壁的高溫腐蝕。