墻式對沖燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕原因分析及對策

華電國際電力股份有限公司技術(shù)服務(wù)分公司 崔修強(qiáng)

由于前后墻對沖燃燒鍋爐燃燒器布置簡單方便，近年來被廣泛應(yīng)用于600MW、1000MW超超臨界等級的大型鍋爐，逐漸成為我國火力發(fā)電廠的主要爐型之一。該爐型因燃燒器布置的需要，爐膛形式與切園燃燒的正方形結(jié)構(gòu)不同，呈矩形結(jié)構(gòu)，爐膛寬度較大，鍋爐運(yùn)行中存在沿爐膛寬度方向氧量分布不均，以及側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕的共性問題[1-2]。隨著低NOx燃燒及高硫煤的燃用，高溫腐蝕現(xiàn)象愈加頻繁，多數(shù)600MW以上的墻式對沖燃燒鍋爐，均發(fā)現(xiàn)了不同程度的側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象，影響了鍋爐安全運(yùn)行，導(dǎo)致機(jī)組大、小修期間必須進(jìn)行大面積的水冷壁進(jìn)行更換或噴涂工作，耗費(fèi)大量的人力、物力。

1 影響水冷壁高溫腐蝕的因素分析

影響鍋爐水冷壁高溫腐蝕的因素主要有燃煤中硫含量、燃燒區(qū)域還原性氣氛、煤粉是否貼壁燃燒以及鍋爐水冷壁溫度條件等幾方面原因[3]。

1.1 燃煤硫含量

燃煤中硫的含量越高，鍋爐燃燒產(chǎn)生的腐蝕性硫化物（H2S）與游離態(tài)硫含量會越高，產(chǎn)生高溫腐蝕的概率也越大。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，頻繁發(fā)生高溫腐蝕的鍋爐，燃煤中硫含量基本均大于1.5%，甚至達(dá)到2%～4%。試驗(yàn)研究表明，對于12Cr1MOV鋼管材，在壁溫500℃條件下，水冷壁腐蝕速度與煙氣中的H2S濃度為正比例關(guān)系。

1.2 燃燒區(qū)域的還原性氣氛

研究結(jié)果表明，在高溫腐蝕區(qū)域均存在很強(qiáng)的還原性氣氛，測試某1000MW機(jī)組腐蝕區(qū)域的氣氛，在水冷壁腐蝕區(qū)域的貼壁煙氣中，CO含量大于4000ppm，H2S含量大于350ppm，氧量低于0.5%。在爐內(nèi)高溫條件下高含量的還原性氣體會對水冷壁的氧化鐵保護(hù)膜產(chǎn)生破壞作用，把致密的氧化鐵保護(hù)膜還原，形成疏松多孔的氧化亞鐵，破壞金屬表面的氧化物保護(hù)膜，同時(shí)使得硫與硫化氫等腐蝕性氣體滲透進(jìn)入氧化膜，并對之產(chǎn)生腐蝕作用，加快其腐蝕速度。

1.3 煤粉貼壁燃燒

煤粉貼壁燃燒多是由于配風(fēng)或運(yùn)行調(diào)整不當(dāng)造成，導(dǎo)致煤粉燃燒后期風(fēng)粉比例失當(dāng)，在水冷壁的壁面附近缺氧燃燒，還原性氣氛較強(qiáng)，同時(shí)水冷壁表面溫度升高，為水冷壁的高溫腐蝕提供條件；并且煤粉氣流沖刷水冷壁管，水冷壁表面保護(hù)膜被煤粉氣流不斷沖刷破壞，腐蝕性氣體硫化氫和硫得以達(dá)到金屬表面，反應(yīng)生成鐵的硫化物，氣流沖刷使得新產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物被破壞，導(dǎo)致磨損、腐蝕過程循環(huán)往復(fù)進(jìn)行，水冷壁管高溫腐蝕加劇。

1.4 水冷壁溫度條件

中間水冷壁屬兩側(cè)墻受熱。熱負(fù)荷較高，當(dāng)管外壁有黏附物時(shí)，管壁溫度更高。當(dāng)管壁溫度大于300℃時(shí)，鋼管表面腐蝕的速度明顯加快。

2 減緩水冷壁高溫腐蝕治理

為減緩水冷壁高溫腐蝕問題，目前普遍采用增設(shè)貼壁風(fēng)、增設(shè)防護(hù)涂層（噴涂）等方法防止高溫腐蝕，但均存在各自的不足。在設(shè)備治理前提下，采用燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)，提高鍋爐氧量分布均勻性，是解決墻式對沖燃燒鍋爐側(cè)墻高溫腐蝕的一個(gè)有效辦法。

2.1 增設(shè)貼壁風(fēng)

增設(shè)貼壁風(fēng)，從二次風(fēng)風(fēng)箱引出一股二次風(fēng)進(jìn)入爐膛腐蝕區(qū)域，從而在水冷壁附近形成一層空氣膜，一方面降低該處溫度，另一方面形成富氧區(qū)，改善還原性氣氛。對比試驗(yàn)表明，引入貼壁風(fēng)后，煙氣中含氧量顯著提高，原來煙氣中存在的大量還原性氣體和腐蝕性氣體消失，有效防止了高溫腐蝕。為保證正常燃燒，貼壁風(fēng)量應(yīng)控制在總風(fēng)量的5%以內(nèi)。該方法需對鍋爐二次風(fēng)箱進(jìn)行改造，同時(shí)貼壁風(fēng)作為煤粉燃燒的“無組織風(fēng)”進(jìn)入爐膛。

2.2 采用滲鋁管或增設(shè)防護(hù)涂層

采用滲鋁管或增設(shè)防護(hù)涂層都是從抗高溫腐蝕角度出發(fā)的被動措施，采用這種技術(shù)防止高溫腐蝕有一定的效果，但不能從根本上解決水冷壁高溫腐蝕。鋼材采用表面滲鋁以后提高了水冷壁管抗高溫氧化、腐蝕和抗飛灰磨損的能力，能夠減緩高溫腐蝕，延長水冷壁管的安全運(yùn)行時(shí)間。

2.3 綜合治理與優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)

某1000MW鍋爐配置HT-NR3型燃燒器，該爐膛正常運(yùn)行中各層內(nèi)外二次風(fēng)采用均等配風(fēng)方式，內(nèi)二次風(fēng)門開度范圍40%～50%，外二次風(fēng)門開度范圍40%～60%。鍋爐運(yùn)行中二次風(fēng)送風(fēng)量與旋流強(qiáng)度的調(diào)整，均是通過外二次風(fēng)門的開度實(shí)現(xiàn)，增加外二次風(fēng)門的開度，對應(yīng)二次風(fēng)量增大，旋流強(qiáng)度減小。該機(jī)組運(yùn)行中存在爐膛出口煙氣氧量均勻性差、煙道外側(cè)缺氧、CO含量高、飛灰含碳量高的問題，為此進(jìn)行了綜合治理與優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)。

2.3.1 氧量均勻性調(diào)整數(shù)值分析

根據(jù)優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在一次風(fēng)及二次風(fēng)采用均勻配風(fēng)方式下，沿爐膛寬度方向上，氧濃度場、煙氣溫度場分布特性呈現(xiàn)明顯的中間高、兩側(cè)低的特征，同時(shí)鍋爐側(cè)墻的還原性氣氛較強(qiáng)。溫度場、氧濃度場、CO濃度場數(shù)據(jù)分別見圖1、圖3、圖4。

圖1 鍋爐大屏底部沿爐膛寬度方向溫度場特性

對于墻式對沖燃燒鍋爐，沿爐膛寬度方向中心區(qū)域溫度較高，形成較高的中心負(fù)壓，二次風(fēng)在二次風(fēng)箱靜壓作用下進(jìn)入爐膛，而二次風(fēng)靜壓風(fēng)箱的風(fēng)壓較?。?.3～0.5kPa），在沿爐膛寬度不同中心負(fù)壓的作用下，導(dǎo)致不同燃燒器噴口二次風(fēng)量的偏差。即中間燃燒器二次風(fēng)量較大、風(fēng)速偏高，兩側(cè)墻附近燃燒器二次風(fēng)量較小、風(fēng)速偏低，導(dǎo)致鍋爐運(yùn)行中沿鍋爐寬度方向氧量分布不均。

2.3.2 一次風(fēng)管上截流縮孔調(diào)整試驗(yàn)

一次風(fēng)管上增加截流縮孔，開展運(yùn)行優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)，在不影響制粉系統(tǒng)正常運(yùn)行的前提下，調(diào)整不同燃燒器的一次風(fēng)管上的截流縮孔，改變進(jìn)入不同燃燒器的一次風(fēng)速及煤粉濃度，從而使一次風(fēng)煤粉適應(yīng)不同燃燒器二次風(fēng)速、風(fēng)量不均的實(shí)際情況，改善爐內(nèi)沿爐膛寬度的氧量分布，提高側(cè)墻水冷壁附近的氧濃度，緩解側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象。

2.3.3 氧濃度與高溫腐蝕傾向性關(guān)系試驗(yàn)

由前后墻對沖燃燒鍋爐優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)數(shù)據(jù)，鍋爐側(cè)墻附近某點(diǎn)的氧濃度不足2%時(shí)，還原性CO的濃度即會隨氧濃度的降低而迅速升高；當(dāng)氧濃度在2%以上時(shí)，CO的濃度基本穩(wěn)定在一個(gè)很小的值附近。依據(jù)某1000MW墻式對沖燃燒鍋爐側(cè)墻區(qū)域各試驗(yàn)測點(diǎn)測試數(shù)據(jù)，氧濃度與CO濃度關(guān)系如圖2所示。

圖2 煙氣中CO含量與氧量變化關(guān)系曲線

燃燒產(chǎn)物H2S的濃度受煤質(zhì)因素影響較大，在忽略H2S絕對濃度的前提下，根據(jù)水冷壁附近煙氣成分，可以得到判斷水冷壁高溫腐蝕發(fā)生概率的依據(jù)：氧濃度＞2%時(shí)，發(fā)生高溫腐蝕概率較小；氧濃度＜1%時(shí)，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的概率較大；氧濃度在1%～2%，同時(shí)CO濃度大于400ppm，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的概率較大。

2.3.4 側(cè)壁風(fēng)配風(fēng)調(diào)整試驗(yàn)

該機(jī)組進(jìn)行了增設(shè)貼壁風(fēng)改造，對側(cè)壁風(fēng)裝置運(yùn)行方式進(jìn)行了優(yōu)化調(diào)整，以提高兩側(cè)墻煙氣含氧濃度，降低水冷壁管高溫腐蝕速率，同時(shí)合理控制爐內(nèi)總風(fēng)量，降低貼壁風(fēng)的投運(yùn)對爐膛燃燒氣氛的干擾程度。經(jīng)過全面的綜合調(diào)整與測試，獲得了貼壁風(fēng)最佳運(yùn)行調(diào)整方式。即貼壁風(fēng)三層支管分門采用保持底層全開、中間層50%開度、頂層10%開度的運(yùn)行方式，不同負(fù)荷下貼壁風(fēng)風(fēng)量的調(diào)整，采用調(diào)整A、B側(cè)調(diào)整總門開度的方式。不同負(fù)荷下，調(diào)整總門開度見表1。

表1 不同負(fù)荷下貼壁風(fēng)推薦配風(fēng)

2.3.5 燃燒器的二次風(fēng)量優(yōu)化配風(fēng)調(diào)整試驗(yàn)

在調(diào)整一次風(fēng)管截流縮孔的基礎(chǔ)上，針對該機(jī)組燃燒器配置特性及運(yùn)行中存在的問題，開展了二次風(fēng)配風(fēng)優(yōu)化調(diào)整。對燃燒器內(nèi)二次風(fēng)門、外二次風(fēng)門、側(cè)墻貼壁風(fēng)等參數(shù)進(jìn)行了差異化調(diào)整。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，二次風(fēng)門開度在60%左右，既可以獲得較大的二次風(fēng)量，同時(shí)旋流強(qiáng)度也能滿足旋流燃燒器穩(wěn)燃性要求。優(yōu)化調(diào)整后鍋爐采用碗式配風(fēng)方式，提高側(cè)邊#1、#8、#2、#7號燃燒器的二次風(fēng)送風(fēng)量，降低中間二次風(fēng)量，外二次風(fēng)優(yōu)化調(diào)整在35%～70%范圍內(nèi)，最終達(dá)到一次風(fēng)煤粉與二次風(fēng)氧量的相互匹配，調(diào)整后爐膛出口沿寬度方向氧量均勻分布，實(shí)現(xiàn)側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕與鍋爐燃燒效率的綜合優(yōu)化效果。優(yōu)化調(diào)整后，具體二次風(fēng)推薦配風(fēng)方式見表2。

表2 優(yōu)化調(diào)整后二次風(fēng)推薦配風(fēng)

爐膛氧量場均勻性調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果說明，調(diào)整燃燒器內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)風(fēng)速，對整個(gè)爐膛氧量場變化效果明顯，調(diào)整后煙道外側(cè)缺氧燃燒的現(xiàn)狀得以緩解，沿鍋爐寬度方向氧量場分布均勻，煙道外側(cè)CO含量由1680ppm降低至100ppm，各測點(diǎn)平均值降低了526ppm，鍋爐飛灰含碳量下降0.4個(gè)百分點(diǎn)，鍋爐效率提高了0.5個(gè)百分點(diǎn)。調(diào)整前后，鍋爐沿爐膛寬度方向氧量、CO分布特性變化見圖3、圖4。

圖3 氧量沿爐膛寬度方向截面分布特性

圖4 CO沿爐膛寬度方向截面分布特性

通過爐膛側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕的形成機(jī)理與影響因素分析，針對某1000MW機(jī)組存在的側(cè)墻高溫腐蝕現(xiàn)狀，數(shù)值計(jì)算及模擬后，采取增設(shè)貼壁風(fēng)，并開展了燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)，改變了鍋爐熱態(tài)運(yùn)行時(shí)一次風(fēng)、二次風(fēng)不匹配，氧量沿爐膛寬度分布不均，側(cè)墻水冷壁附近氧濃度不足以及還原性氣氛較強(qiáng)等問題。有效緩解了鍋爐側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕的現(xiàn)狀，保證機(jī)組安全運(yùn)行。同時(shí)，鍋爐不完全燃燒熱損失減小，鍋爐效率提高，鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)效益有較大改善。