陳紹龍，陳 文2，曾 俊2，吳愛軍

(1.國家能源集團(tuán)湖南寶慶煤電有限公司，邵陽 422000;2.國網(wǎng)湖南省電力有限公司電力科學(xué)研究院(高效清潔火力發(fā)電技術(shù)湖南省重點實驗室)，長沙 410007)

0 引 言

據(jù)不完全統(tǒng)計，我國約80%以上的大型燃煤電站鍋爐均存在不同程度的水冷壁高溫腐蝕問題[1]，尤其是隨著超低排放改造的完成，水冷壁高溫腐蝕的問題變得更為突出[2]。因高溫腐蝕會導(dǎo)致水冷壁減薄速率明顯加快，嚴(yán)重時將導(dǎo)致突發(fā)性爆管事故，直接危及燃煤鍋爐的安全運行，甚至給機(jī)組運行帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失[3]。

多位研究者對高溫腐蝕的機(jī)理和防治開展了卓有成效的工作。目前控制對沖鍋爐側(cè)墻高溫腐蝕的主要有效技術(shù)途徑是增加貼壁風(fēng)，通過在水冷壁表面形成一層空氣保護(hù)膜，以改善水冷壁近壁面還原性氣氛，降低管壁附近溫度，從而達(dá)到防止高溫腐蝕的目的[4]。李敏[5]對沖鍋爐添加貼壁風(fēng)進(jìn)行了模擬計算研究，研究表明添加貼壁風(fēng)后，側(cè)墻氧濃度提高到5%以上，溫度降低約400 K，破壞了高溫腐蝕所需的高溫和還原性氣氛條件。陳敏生[6]通過在對沖鍋爐前后墻增加3層貼壁風(fēng)噴口，側(cè)墻水冷壁CO濃度降低至0.02%，H2S濃度降低至60×10-6以下，有效控制了高溫腐蝕情況。張春輝[7]通過對設(shè)計風(fēng)率4%的組合式貼壁風(fēng)進(jìn)行了調(diào)整試驗，結(jié)果表明貼壁風(fēng)擋板開關(guān)對鍋爐運行參數(shù)影響較小，在一定范圍內(nèi)降低氧量運行，貼壁風(fēng)能夠維持水冷壁附近氧化性氣氛，抑制高溫腐蝕發(fā)生。

本文分析了某660 MW超臨界機(jī)組對沖旋流燃燒鍋爐高溫腐蝕的影響因素，并進(jìn)行了貼壁風(fēng)改造應(yīng)用，通過測量不同運行工況下兩側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛，研究貼壁風(fēng)對鍋爐運行參數(shù)和水冷壁氣氛的影響，可為同類型機(jī)組改造提供借鑒。

1 研究背景

1.1 設(shè)備概況

某電廠2×660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組鍋爐為東方電氣集團(tuán)東方鍋爐股份有限公司技術(shù)制造的國產(chǎn)超臨界參數(shù)變壓直流型鍋爐，鍋爐型號為DG2070/25.4-Ⅱ9型。鍋爐本體采用∏型布置，一次中間再熱、單爐膛、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，固態(tài)排渣，全鋼構(gòu)架，全懸吊結(jié)構(gòu)，平衡通風(fēng)、露天布置、前后墻對沖燃燒方式，制粉系統(tǒng)采用6臺雙進(jìn)雙出鋼球磨煤機(jī)。鍋爐進(jìn)行了低氮改造后，在停爐檢修期間檢查發(fā)現(xiàn)了嚴(yán)重的高溫腐蝕問題，兩側(cè)墻螺旋水冷壁大面積高溫腐蝕并延伸到冷灰斗區(qū)域。

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

鍋爐采用前后墻對沖旋流燃燒方式，原設(shè)計采用東鍋早期的旋流煤粉燃燒器，前后墻布置，組織對沖燃燒。為了響應(yīng)最新排放標(biāo)準(zhǔn)，降低鍋爐NOx排放量，兩臺鍋爐分別進(jìn)行了低氮燃燒器改造，新設(shè)計燃燒器的數(shù)量、布置位置及旋向均保持原設(shè)計，主要更改了燃燒器配風(fēng)方式和配風(fēng)量。

1.2 水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)狀

水冷壁高溫腐蝕主要集中在兩側(cè)墻螺旋水冷壁和冷灰斗水冷壁區(qū)域，其中螺旋水冷壁規(guī)格型號為：內(nèi)螺紋管(六頭、上升角60°)，材質(zhì)SA-213T2，規(guī)格為φ38.1×7.5 mm；冷灰斗水冷壁規(guī)格型號為：光管，材質(zhì)15CrMoG，規(guī)格為φ38.1×7 mm。

鍋爐低氮改造以前，水冷壁高溫腐蝕主要集中在第一層燃燒器至燃盡風(fēng)標(biāo)高之間的側(cè)墻區(qū)域，鍋爐低氮改造之后，水冷壁高溫腐蝕情況更加嚴(yán)重。側(cè)墻高溫腐蝕區(qū)域從下層燃燒器中心線至標(biāo)高40 m，前后墻往爐膛中心線區(qū)域推進(jìn)2 m，側(cè)墻高溫腐蝕區(qū)域示意圖如圖1所示，紅色標(biāo)記為高溫腐蝕嚴(yán)重區(qū)域，壁厚減薄速率>2 mm/y，高溫腐蝕引起的水冷壁管減薄速度之快、影響區(qū)域之大，已經(jīng)嚴(yán)重影響到鍋爐的安全運行。

圖1 水冷壁高溫腐蝕的典型局部照片

圖2 水冷壁高溫腐蝕區(qū)域示意圖

2 水冷壁高溫腐蝕成因分析

對于燃煤電站鍋爐的高溫腐蝕問題，國內(nèi)外進(jìn)行的大量實驗研究工作表明，高溫腐蝕主要是煤中硫的腐蝕行為[8]。煤種含硫是造成鍋爐受熱面腐蝕的根本原因。硫主要是以硫酸鹽為主要成分的熔鹽腐蝕和H2S及硫化物造成的氣態(tài)腐蝕。其中硫酸鹽型主要發(fā)生在高溫受熱面上，如鍋爐的過熱器和再熱器上；硫化物型腐蝕大多發(fā)生在爐膛水冷壁上[9]。硫化物型高溫腐蝕發(fā)生的條件為：(1)黃鐵礦顆粒能夠到達(dá)壁面；(2)近壁區(qū)域為還原性氣氛(氧氣濃度<1%)；(3)受熱面溫度應(yīng)大于350 ℃(發(fā)生在水冷壁)。其中，條件1和2只需滿足一個，但3必須滿足[10]。

鍋爐的水冷壁、過熱器和再熱器的煙氣側(cè)存在的高溫腐蝕與部件工作環(huán)境和溫度、氣體成分、煤質(zhì)成分和煤粒的運動狀況等因素有關(guān)，具有腐蝕速度快、腐蝕區(qū)域相對集中以及突發(fā)性的特點。

造成鍋爐水冷壁高溫腐蝕的主要因素包括以下方面：

(1)煤的含硫量

煤中含硫是造成鍋爐受熱面腐蝕的根本原因。由于來煤情況發(fā)生變化，該鍋爐開始大量摻燒高揮發(fā)分、低灰熔點煙煤，低氮燃燒器改造設(shè)計煤種Var=18%～20%，目前燃用煤質(zhì)Var=20%～25%，設(shè)計煤質(zhì)與實際運行煤質(zhì)存在一定程度上的差異，對燃燒組織影響較大。同時貧煤含硫量逐年上升，目前實行分磨摻燒運行方式，六臺磨煤機(jī)中，A、B、D、E、F 長期燃用高硫煤，其中 B、D、E、F 四臺磨近期煤質(zhì)St,ar>4%，A 磨近期煤質(zhì) St,ar>2%。為了降低脫硫塔入口 SO2濃度，C 磨對應(yīng)燃燒器燃用低硫神華煤，該煤質(zhì)含硫量低 St,ar<1%，全年平均 St,ar約2.78%。這與低氮燃燒器改造設(shè)計煤種偏差較大，造成爐膛結(jié)焦、受熱面粘結(jié)嚴(yán)重，來煤情況變化、入爐煤硫分高為高溫腐蝕逐年嚴(yán)重的主要原因，在當(dāng)前入爐煤質(zhì)條件暫時無法改變的情況下不得不進(jìn)行相應(yīng)的改造。

(2)管壁附近煙氣成分

鍋爐進(jìn)行的低氮燃燒器改造，采用的是濃淡型分級配風(fēng)低氮燃燒技術(shù)，分層配風(fēng)降NOx，主燃燒器區(qū)域低氧配風(fēng)，水冷壁貼壁還原性氣氛較原運行狀況有所增強(qiáng)。在含氧量較高的區(qū)域H2S的含量較低，而在含氧量較低且CO含量較高的區(qū)域H2S的含量較高，H2S可與金屬鐵直接發(fā)生反應(yīng)生成硫化鐵，而硫化鐵又可進(jìn)一步氧化形成氧化鐵[10]。這層硫化鐵和氧化鐵本身是多孔性的，不起保護(hù)作用，引起水冷壁的強(qiáng)烈腐蝕。

(3)管壁溫度

鍋爐原設(shè)計為燃用湖南當(dāng)?shù)責(zé)o煙煤和煙煤按7∶3混煤的混合煤種，設(shè)計煤種干燥無灰基揮發(fā)份僅為13.02%，因此鍋爐設(shè)計為瘦高型，斷面熱負(fù)荷和容積熱負(fù)荷都相對較大。由于來煤情況變化，開始大量摻燒高揮發(fā)分、低灰熔點煙煤，爐膛結(jié)焦、受熱面粘結(jié)嚴(yán)重，進(jìn)一步加大了燃燒器區(qū)域斷面熱負(fù)荷，這也為水冷管壁的高溫提供了條件。在300～500 ℃范圍內(nèi)，管壁外表面溫度每升高50 ℃，腐蝕程度則將加倍。

(4)火焰沖刷及磨損同時作用產(chǎn)生高溫腐蝕

當(dāng)未燃盡的火焰流沖刷水冷壁管時，由于煤粉具有尖銳棱角，所以有很大的磨損作用，這種磨損破壞了由腐蝕產(chǎn)物形成的不太堅固的保護(hù)膜，而煙氣介質(zhì)便急劇地與純金屬發(fā)生反應(yīng)。這種腐蝕和磨損相結(jié)合的過程，會大大加劇金屬管子的損壞過程。

3 水冷壁高溫腐蝕治理方案

入爐煤硫分高，為改善側(cè)墻區(qū)域水冷壁高溫腐蝕嚴(yán)重問題，在側(cè)墻相應(yīng)位置布置低速貼壁風(fēng)，降低側(cè)墻壁面還原性氣氛，提高壁面附近O2濃度，并降低側(cè)墻水冷壁管壁溫度，阻止火焰直接沖刷側(cè)墻水冷壁，緩解現(xiàn)場嚴(yán)重的高溫腐蝕問題。

在鍋爐兩側(cè)墻分別布置七層貼壁風(fēng)，每層貼壁風(fēng)布置四個噴口(單側(cè)墻)，各層側(cè)燃盡風(fēng)噴口標(biāo)高如圖3所示。

貼壁風(fēng)風(fēng)源取自二次風(fēng)，貼壁風(fēng)的風(fēng)箱連接前后墻燃燒器風(fēng)箱，采用兩側(cè)進(jìn)風(fēng)方式。

圖3 側(cè)貼壁風(fēng)噴口布置示意圖

4 貼壁風(fēng)調(diào)整試驗研究

4.1 貼壁風(fēng)開度試驗

在660 MW負(fù)荷下，二次風(fēng)門配風(fēng)、磨煤機(jī)出力及組合、空預(yù)器入口氧量保持不變，將貼壁風(fēng)的電動門分別開至50%、30%、10%，在側(cè)墻主燃燒區(qū)域分三層測量水冷壁附近煙氣O2和H2S含量，試驗結(jié)果如圖4所示。

圖4 貼壁風(fēng)開度對水冷壁近壁區(qū)O2/H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

從圖4可以看出，貼壁風(fēng)開度在30%時，近壁區(qū)的氧量體積分?jǐn)?shù)平均值相對最高，左側(cè)平均值為3.26%、1.09%、0.3%，右側(cè)平均值為4.45%、0.1%、0.1%；H2S含量相對最低，左側(cè)平均值為363.25、471.80、1 049.00 ml/m3，右側(cè)平均值為235.00、655.67、867.50 ml/m3。貼壁風(fēng)開度大于或者小于30%，近壁區(qū)氧量均有所下降，H2S含量有所升高，存在一個最佳貼壁風(fēng)開度使得側(cè)墻水冷壁區(qū)域的還原性氣氛最小。分析認(rèn)為貼壁風(fēng)開度過大，貼壁風(fēng)氣流風(fēng)速過高，則可能進(jìn)入爐膛中心區(qū)域，相應(yīng)進(jìn)入燃燒器的風(fēng)量減少，會出現(xiàn)搶風(fēng)現(xiàn)象，主燃區(qū)參與燃燒組織的氧量偏少。貼壁風(fēng)關(guān)小后，各個貼壁風(fēng)噴口風(fēng)速過低，貼壁風(fēng)噴口風(fēng)量出現(xiàn)分配不均現(xiàn)象，貼壁風(fēng)氣流進(jìn)入爐膛后，快速消耗盡，無法在近壁區(qū)形成有效的保護(hù)氣膜。

4.2 下層貼壁風(fēng)開度試驗

由于貼壁風(fēng)開度在30%時，下層氧量較低，H2S含量較高，為進(jìn)一步改善下層水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛，對下層貼壁風(fēng)開度進(jìn)行單獨試驗。在660 MW負(fù)荷下，二次風(fēng)門配風(fēng)、磨煤機(jī)出力及組合、空預(yù)器入口氧量保持不變，將下層貼壁風(fēng)的電動門分別開至20%、15%、10%、5%(手動門關(guān)小10%)。在側(cè)墻主燃燒區(qū)域分別測量下層水冷壁附近煙氣O2和H2S含量，試驗結(jié)果如圖5所示。

圖5 下貼壁風(fēng)開度對水冷壁近壁區(qū)O2/H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

從圖5可以看出，貼壁風(fēng)電動門從20%關(guān)至15%后，兩側(cè)墻近壁區(qū)平均氧量從1.38%增大至1.48%，H2S體積分?jǐn)?shù)從708.83 ml/m3下降至521.00 ml/m3。繼續(xù)關(guān)小貼壁風(fēng)電動門至10%后，兩側(cè)墻近壁區(qū)平均氧量增大至1.92%，H2S體積分?jǐn)?shù)下降至444.67 ml/m3。貼壁風(fēng)電動門從10%開至15%，并將下層貼壁風(fēng)的手動門分別關(guān)小10%后，兩側(cè)墻近壁區(qū)平均氧量為1.95%，H2S體積分?jǐn)?shù)下降至478.67 ml/m3，氧量和H2S體積分?jǐn)?shù)均變化不大。由此可見，下層近壁區(qū)的氧量隨貼壁風(fēng)關(guān)小呈上漲趨勢，硫化氫濃度隨著貼壁風(fēng)的關(guān)小呈現(xiàn)下降趨勢。貼壁風(fēng)最佳開度在10%～15%之間。

4.3 運行氧量試驗

在660 MW 負(fù)荷下，維持貼壁風(fēng)擋板不變，鍋爐運行氧量從1.5%調(diào)整為2.5%，測量兩側(cè)墻近壁區(qū)煙氣組分，試驗結(jié)果見表6所示。

圖6 運行氧量對水冷壁近壁區(qū)O2/H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

從圖6可以看出，運行氧量在1.5%時，左側(cè)墻氧量分別為0.95%、1.02%、1.27%，右側(cè)氧量分別為1.9%、4.23%、0.27%，部分區(qū)域氧量偏低，還原性氣氛較強(qiáng)；運行氧量提高至2.5%時，左側(cè)墻氧量分別為4.55%、1.62%、3.26%，右側(cè)氧量分別為1.5%、3.97%、2.42%，兩側(cè)墻近壁區(qū)氧量控制在1.5%以上，有效抑制了高溫腐蝕的產(chǎn)生。

同時可以看出，運行氧量在1.5%時，左側(cè)墻H2S含量分別為598、460和468 ml/m3，右側(cè)H2S含量分別為377、523和761 ml/m3，整體側(cè)墻的H2S含量相對較高，高溫腐蝕的風(fēng)險較大。運行氧量提高至2.5%時，左側(cè)墻H2S含量分別為131、150和260 ml/m3，右側(cè)分別為64、345和275 ml/m3，兩側(cè)墻近壁區(qū)H2S含量大幅下降，因此建議運行時，高負(fù)荷空預(yù)器入口氧量不得低于2.5%。

4.4 貼壁風(fēng)改造對比試驗

為說明貼壁風(fēng)改造前后對于鍋爐高溫腐蝕的影響，分別在 660、530和330 MW負(fù)荷下進(jìn)行了貼壁風(fēng)擋板投運和退出對比試驗，以模擬改造后和改造前的運行工況。試驗過程中，保持運行氧量、配風(fēng)方式、磨煤機(jī)出力和組合方式不變，測量側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣組分。圖7為不同負(fù)荷下貼壁風(fēng)投運與停運2種工況下兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中 O2和H2S 體積分?jǐn)?shù)的對比。

圖7 貼壁風(fēng)投退前后水冷壁近壁區(qū)O2/H2S體積分?jǐn)?shù)對比

從圖7可以看出，側(cè)墻貼壁風(fēng)改造后，貼壁風(fēng)覆蓋區(qū)的水冷壁近壁區(qū)煙氣含氧量大幅上升，H2S濃度大幅下降，H2S含量控制在200 ml/m3以下，還原性氣氛得到明顯改善，可從根本上緩解水冷壁高溫腐蝕。

運行一年后，測量貼壁風(fēng)覆蓋區(qū)的水冷壁管厚度，管壁平均減薄量為0.5 mm/年，較改造前大幅降低，有效降低水冷壁管泄漏事故風(fēng)險和換管檢修成本。

5 結(jié)束語

本文通過研究某電廠660 MW超臨界鍋爐水冷壁高溫腐蝕的原因，針對超臨界對沖燃燒鍋爐低氮改造后側(cè)墻中部腐蝕嚴(yán)重兩側(cè)逐漸減輕、冷灰斗區(qū)域腐蝕加重的特點，提出了通過增加側(cè)墻貼壁風(fēng)緩解水冷壁管高溫腐蝕的辦法，并成功實踐應(yīng)用。從停機(jī)檢修期間檢查結(jié)果上看，側(cè)墻貼壁風(fēng)技術(shù)由于可以從根本上改善水冷壁管還原性氣氛，顯著降低鍋爐兩側(cè)側(cè)墻水冷壁面煙氣中H2S濃度的整體水平，可以很大程度上緩解水冷壁管高溫腐蝕，達(dá)到減輕或消除側(cè)墻高溫腐蝕的目的，可降低水冷壁管泄漏事故風(fēng)險和換管檢修成本，保障電力供應(yīng)安全穩(wěn)定，提升企業(yè)效益。