中電神頭發(fā)電有限責(zé)任公司 王 軍 朱元濤 王俊山 馮美榮 蔣 華 上海明華電力科技有限公司 范辰浩

1 高溫腐蝕

某電廠600MW 超臨界機(jī)組鍋爐為變壓直流爐、一次再熱、平衡通風(fēng)、緊身封閉布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、前后墻對沖燃燒方式、全懸吊結(jié)構(gòu)Π 型鍋爐。鍋爐配有六臺HP-1043型中速磨煤機(jī)，正常運(yùn)行時投運(yùn)五臺磨煤機(jī)，一臺作為備用，五臺磨煤機(jī)可滿足鍋爐最大出力。旋流燃燒器分三層布置于鍋爐前、后墻。每臺磨煤機(jī)向同墻、同層的6只燃燒器供粉，共36只燃燒器。在燃燒器上方的前、后墻各布置一層NOx 噴口（燃盡風(fēng)OFA），共12只NOx 噴口。下層燃燒器采用B&W 公司生產(chǎn)的DRB-XCL 型燃燒器，中、上層燃燒器采用申港鍋爐/ABT 公司生產(chǎn)的梅花狀噴口燃燒器；鍋爐采用環(huán)形二次風(fēng)箱，風(fēng)箱尺寸為19m×25.5m×21m（高×寬×深）；風(fēng)箱上部設(shè)有隔板將燃燒器區(qū)二次風(fēng)和NOx 噴口(OFA)的供風(fēng)隔開。

電廠檢修人員發(fā)現(xiàn)上層燃燒器至燃盡風(fēng)位置的爐膛左、右側(cè)水冷壁是高溫腐蝕高發(fā)區(qū)域，存在嚴(yán)重粘灰和氣流沖刷腐蝕面形成的凹坑[1]，在該區(qū)域水冷壁左、右側(cè)墻（標(biāo)高40m 處）分別加裝4個煙氣取樣孔，由爐前向爐后編號為A1～A4和B1～B4。600MW、450MW、270MW 負(fù)荷下測試水冷壁側(cè)墻煙氣成分CO 含量，試驗(yàn)采用TESTO 煙氣分析儀，配套CO成分40倍稀釋功能，測量上限可提高至40萬ppm。

由試驗(yàn)結(jié)果可知：600MW、450MW、270MW負(fù)荷下測試區(qū)域的CO 平均值分別為175135ppm、147506ppm、11170ppm。由于引風(fēng)機(jī)出力受限，600MW 負(fù)荷下氧量僅能維持2.2%，與設(shè)定值2.9%相差較遠(yuǎn)，測試區(qū)域CO 含量平均值17.5萬ppm；而水冷壁側(cè)墻CO 含量大于5%就極易發(fā)生水冷壁高溫腐蝕。對象鍋爐長期燃用高硫分煤種，在中高負(fù)荷段下水冷壁側(cè)墻區(qū)域CO 含量達(dá)到14%以上，必然會導(dǎo)致水冷壁高溫腐蝕[2-5]。

2 運(yùn)行調(diào)整

2.1 變氧量試驗(yàn)

在450MW 負(fù)荷下完成變氧量O2=3.2%、3.5%、4.0%試驗(yàn)。隨著鍋爐爐膛出口氧量的提高，爐膛水冷壁側(cè)墻煙氣CO 含量由145429ppm 降低至136429ppm，空預(yù)器出口CO 含量明顯降低，由892.7ppm 降至41.5ppm，見圖1。適當(dāng)?shù)靥岣郀t膛氧量可以一定程度緩解水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕問題；但是過量提高爐膛氧量又會降低機(jī)組經(jīng)濟(jì)性。

圖1 450MW 變氧量工況下CO含量變化趨勢

2.2 風(fēng)粉雙介質(zhì)優(yōu)化分配

磨煤機(jī)可調(diào)縮孔調(diào)節(jié)：保證磨煤機(jī)各個風(fēng)粉管流速不低于22m/s 的前提下，減小各層1號燃燒器（爐膛最右側(cè)）和6號燃燒器（爐膛最左側(cè)）對應(yīng)的風(fēng)粉管可調(diào)縮孔開度，即降低爐膛寬度方向上兩側(cè)墻燃燒器的一次風(fēng)粉量，實(shí)現(xiàn)同層燃燒器中間一次風(fēng)粉量大、兩側(cè)一次風(fēng)粉量小的“倒碗狀”對稱分布。根據(jù)磨煤機(jī)熱態(tài)一次風(fēng)速測量結(jié)果，綜合考慮水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕以及鍋爐兩側(cè)左右熱偏差等因素，對磨煤機(jī)可調(diào)縮孔進(jìn)行調(diào)整。

同層燃燒器二次風(fēng)門偏置：鍋爐同層燃燒器各二次風(fēng)門開度設(shè)為同一開度，該運(yùn)行方式下爐膛中心二次風(fēng)送風(fēng)量大、靠側(cè)墻二次風(fēng)送風(fēng)量小，導(dǎo)致省煤器出口氧量分布為中間氧量高、兩側(cè)墻氧量低；試驗(yàn)結(jié)果見圖2。在優(yōu)化磨煤機(jī)可調(diào)縮孔的基礎(chǔ)上，設(shè)置在運(yùn)磨煤機(jī)對應(yīng)靠兩側(cè)墻的1號和6號燃燒器二次風(fēng)門加15%正偏置運(yùn)行，增加同層兩側(cè)墻的燃燒器二次風(fēng)量，實(shí)現(xiàn)中間開度小、兩側(cè)開度大的“碗狀”配風(fēng)[4]。550MW 省煤器O2=2.8%相同工況下，煙氣CO 含量由優(yōu)化前的187431ppm 降至154074ppm，下降17.8%。

圖2 省煤器出口氧量分布（ 單位/%）

2.3 旋流強(qiáng)度優(yōu)化設(shè)置

對象鍋爐僅在上層燃燒器至燃盡風(fēng)位置的側(cè)墻水冷壁區(qū)域發(fā)現(xiàn)明顯高溫腐蝕現(xiàn)象。結(jié)合不同燃燒器的結(jié)構(gòu)特征和著火特性，在穩(wěn)定工況下，分別調(diào)整上、中、下層兩側(cè)墻燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，測試其對水冷壁側(cè)墻煙氣CO 含量，趨勢見圖5。說明：下層A/D 燃燒器為B&W 公司生產(chǎn)的DRB 型燃燒器，外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度區(qū)間為40～80；中層B/E、上層C/F 燃燒器為申港鍋爐/ABT 公司生產(chǎn)的梅花狀噴口燃燒器，外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度區(qū)間為0～28；刻度越小，旋流強(qiáng)度均越大。

由圖3a 可知：隨著上層燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度的降低，上層燃燒器至燃盡風(fēng)位置的側(cè)墻水冷壁CO 含量先降低后升高，最大差值可到達(dá)2.7萬ppm。這是因?yàn)樾鲝?qiáng)度的降低可以提高外二次風(fēng)的剛性，更好的實(shí)現(xiàn)風(fēng)包粉，從而減弱水冷壁側(cè)墻的還原性氣氛[6]；但過大的提高外二次風(fēng)剛性會導(dǎo)致對沖氣流在爐膛中心發(fā)生碰撞后沖向側(cè)墻中間區(qū)域，火焰中未燃盡的煤粉和飛灰顆粒刷墻現(xiàn)象明顯，更容易發(fā)生水冷壁高溫腐蝕。因此，對于上層燃燒器，存在最佳外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度。

由圖3b、c 可知：隨著中層和下層燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度的增強(qiáng)，上層燃燒器至燃盡風(fēng)位置的側(cè)墻水冷壁CO 含量逐漸降低。中層燃燒器旋流強(qiáng)度由25增強(qiáng)至19，CO 含量平均降低2.9萬ppm；下層燃燒器旋流強(qiáng)度由46增強(qiáng)至40，CO 含量平均降低1.5萬ppm。這是因?yàn)樵鰪?qiáng)中層、下層燃燒器的外二次旋流強(qiáng)度可以增強(qiáng)該區(qū)域高溫?zé)煔獾木砦芰?，增?qiáng)煤炭顆粒和CO 氣體燃盡率，有利于上層燃燒器區(qū)域還原性氣氛的緩解[7]。

完成上述工作后，在機(jī)組570MW 負(fù)荷O2=3.2%工況下測試上層燃燒器至燃盡風(fēng)位置水冷壁側(cè)墻煙氣CO 含量可知：該工況下測試區(qū)域的CO平均值為10.65萬ppm，與優(yōu)化前600MW 負(fù)荷O2=2.2%工況下的17.5萬ppm 相比降低39.2%。

3 總結(jié)

對象機(jī)組在中高負(fù)荷段下，水冷壁側(cè)墻區(qū)域CO含量達(dá)到14萬ppm 以上，特別是爐膛氧量達(dá)不到設(shè)定氧量值工況時CO 含量達(dá)到17.5萬ppm，因此必然會造成水冷壁高溫腐蝕；提高爐膛氧量運(yùn)行、爐膛水冷壁側(cè)墻CO 含量逐漸降低，但氧量過高會一定程度降低機(jī)組經(jīng)濟(jì)性；通過優(yōu)化磨煤機(jī)可調(diào)縮孔開度和燃燒器二次風(fēng)門設(shè)置，實(shí)現(xiàn)二次風(fēng)“碗狀”分配和一次風(fēng)粉“倒碗狀”分配，形成爐膛寬度方向上的風(fēng)粉錯配，可以有效降低水冷壁側(cè)墻CO 含量；根據(jù)對象機(jī)組高溫腐蝕情況，針對性地優(yōu)化各層燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，也可以減緩高溫腐蝕。綜合使用上述運(yùn)行調(diào)整方法，對象機(jī)組的水冷壁側(cè)墻CO 含量可降低39.2%，有效緩解水冷壁高溫腐蝕問題。