亞臨界鍋爐高溫腐蝕分析及治理

王文欣，童家麟

（1.浙江省浙能技術研究院有限公司，杭州 311121；2.浙江省火力發電高效節能與污染物控制技術研究重點實驗室，杭州 311121；3.國網浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014）

0 引言

隨著近年來超低排放技術的推廣應用，大型電站鍋爐因超低NOX燃燒改造導致的水冷壁高溫腐蝕現象日益突出，特別是鍋爐運行參數的提高、高硫煤等非設計煤種的廣泛使用及因響應電網調峰需求而負荷頻繁變動等因素[1-2]，使得部分高參數、大容量鍋爐的高溫腐蝕現象愈發嚴重，某些鍋爐運行3～5 年后即需對腐蝕嚴重的水冷壁管進行大面積更換[3]。因此，迫切需要對可有效治理高溫腐蝕的關鍵方法和技術進行研究。

國內學者對水冷壁高溫腐蝕的形成原因和治理方法做了較為深入的研究，并得出一些有意義的結論。李汝萍等[4]對某亞臨界鍋爐的貼壁氣氛進行了測試，并對高溫腐蝕產物進行理化分析，得出了Cr 元素可有效增強管材抗腐蝕能力的結論。賈宏祿等[5]對某發電廠高溫腐蝕原因進行分析，并對煙氣中的CO 濃度進行測量，得出了燃燒器區域水冷壁表面還原性氣體高是加劇高溫腐蝕程度的重要因素。馮強等[6]對四角切圓鍋爐內H2S 分布特性進行研究，認為鍋爐低負荷情況下壁面H2S 量更少，同時可配合貼壁風以進一步降低高溫腐蝕可能性。董全文[7]對火電廠鍋爐燃燒優化進行研究，從各個方面對低氮燃燒器改造后出現的問題提出相應對策。呂洪坤等[8]針對超低NOX對沖燃燒鍋爐側墻還原性氣氛較高的問題，提出了新型“雙U 形燃燒”方式。但國內學者往往著眼于設備改造或者燃燒調整等單一治理方式來改善爐內還原性氣氛，通過綜合優化調整比如燃燒調整耦合監測技術等方法治理高溫腐蝕則鮮有報道。

因此，本文對某亞臨界600 MW 鍋爐的高溫腐蝕問題進行研究，該鍋爐超低NOX燃燒改造后爐膛出口NOX體積分數較低，滿負荷下為0.005%～0.007%，但爐內高溫腐蝕現象較為嚴重，爐膛出口CO 體積分數亦較高，滿負荷下約為1%，同時，兩側再熱汽溫偏差也較大，在增加了鍋爐運行風險的同時，機組的運行經濟性亦有所下降。通過數值模擬計算和冷態煙花示蹤試驗來研究分析鍋爐實際運行中存在的部分問題，數值模擬技術已成為燃燒過程研究的重要輔助工具和方法，而冷態煙花示蹤試驗則可較為直觀地研究爐膛和煙道氣流流動特性[9-11]。針對上述問題進行燃燒調整后，鍋爐原有的強還原性氣氛區域CO 體積分數得到了一定程度的抑制。同時，本文使用該腐蝕等效模擬裝置對爐內水冷壁管腐蝕過程進行了長期的實時監測，發現通過上述技術對該鍋爐進行綜合治理后，爐內高溫腐蝕現象得到了有效緩解。

1 研究對象概述

某發電廠3 號鍋爐于2012 年進行了超低NOX改造，對各燃燒器進行重新布置：除A 層一次風沿用等離子燃燒器之外，其它5 層一次風噴口全部采用上下濃淡中間帶穩燃鈍體的燃燒器；在B 層、C 層燃燒器之間，D 層、E 層燃燒器之間組成了2 個節點功能區；在原主燃燒器上方約9 m 處增設7 層SOFA（分離燃盡風）風噴口，以分配足夠的SOFA 風量。2 個節點功能區位置充分利用燃料分級燃燒原理，大大降低著火初期的NOX生成量[12]，相對而言，這2 個區域的煤粉濃度最大，還原性氣氛最為濃烈，腐蝕也最為嚴重。圖1 為該鍋爐DE 層燃燒器之間節點功能區實際存在的高溫腐蝕現象，其表面氧化皮已脫落，腐蝕較為嚴重。同時，兩側再熱汽溫偏差也較為嚴重，滿負荷下達到了約30 ℃。

圖1 節點功能區的高溫腐蝕

2 燃燒調整前分析

2.1 數值模擬計算

為了深入研究超低NOX改造前后爐內組分場的變化規律，對改造前后滿負荷下3 個工況爐內的煤粉和CO 濃度進行了數值模擬，工況1 為基準工況（改造前運行狀態，無燃盡風）；工況2為改造后日常運行工況（燃盡風率30%）；工況3 為改造后燃盡風極限運行工況（燃盡風率36%）。圖2 和圖3 分別為改造前后3 個工況爐內煤粉濃度和CO 濃度比較，由圖2 和圖3 可知，改造前后爐內煤粉濃度和CO 濃度變化趨勢基本一致，與工況1 相比較，改造后工況由于采用分級燃燒，主燃燒區氧量相對不足，煤粉無法及時燃燒，從而形成了較為明顯的煤粉射流“尾跡”；改造后工況由于采用了垂直濃淡煤粉燃燒器，煤粉射流在燃燒器噴口處形成了具有明顯濃淡偏差的上下2股射流。由圖3 可知，改造后工況爐內整體CO濃度較高，且隨著燃盡風率的增大，爐內整體CO濃度呈上升趨勢，這與主燃燒區氧量降低進而導致煤粉不完全燃燒程度加大有關，工況2 主燃燒區和還原區CO 濃度較高，而工況3 甚至冷灰斗區域CO 濃度也較高，燃盡風區以下基本都超過4.0%，而CO 濃度與高溫腐蝕密切相關[13-14]。綜上所述，從煤粉濃度和CO 濃度可以看出，改造后爐內高溫腐蝕風險很高。

圖2 改造前后爐內煤粉濃度比較

圖3 改造前后爐內CO 濃度比較

由于再熱汽溫偏差與爐膛出口煙溫偏差密切相關[15-16]，針對鍋爐滿負荷下爐膛出口CO 體積分數較高、再熱汽溫偏差較大的問題，對改造前后爐膛出口截面的CO 和煙溫分布情況進行研究。圖4 和圖5 分別為3 個工況下爐膛出口截面CO和煙溫分布圖。由圖4 可知，改造后由于燃盡風量較高，且其與煙氣混合時間較短，使得爐膛出口CO 濃度較高且分布不均勻。由圖5 可知，3 個工況下爐膛出口煙溫分布較為均勻，溫度場并無明顯的偏移現象。因此，再熱汽溫偏差并不是由超低NOX改造引起的。

2.2 冷態煙花示蹤試驗

圖4 改造前后爐膛出口CO 濃度比較

圖5 改造前后爐膛出口煙氣溫度比較

由上文分析可知，該鍋爐超低NOX改造后高溫腐蝕風險很大，為了更為直觀地了解鍋爐局部區域高溫腐蝕的形成原因，有必要對其爐內的流場進行冷態煙花示蹤試驗。圖6（a）和（b）分別為B層、E 層燃燒器一次風煙花示蹤結果，由圖可知，B 層一次風在爐膛下部，切圓較小，與四周水冷壁均明顯保持一定距離，因此，該處高溫腐蝕風險不高。盡管在冷態風量標定時，E 層燃燒器一次風速與B 層基本相同，但E 層燃燒器的切圓較B 層燃燒器明顯增大，這與E 層燃燒器一次風受下層旋轉上升氣流的影響，使得旋流強度大于其本身一次風速帶來的旋流強度有關。因此，上層燃燒器的切圓較下層燃燒器更大，煤粉更易沖刷到水冷壁，在實際運行中，保證安全穩定運行的前提下，可適當降低上層燃燒器的一次風速。

圖6（c）為BC 層二次風煙花示蹤結果，由圖可知，BC 層二次風是逆時針旋轉方向，這與BC層二次風設計旋轉方向不同。在煙花示蹤試驗前，曾對各層二次風進行標定，各層二次風量并沒有明顯偏低。因此，二次風旋轉方向偏離設計值可能有以下原因：二次風設計與一次風夾角較小，僅為7°，受下層一次風旋轉上升氣流的影響，二次風亦呈現一次風的旋轉方向；二次風的燃燒器角度可能有偏差，這需要在停爐檢修時對二次風噴口的角度進行重新定位。由圖6（c）可知，BC層二次風存在一定的不均勻性，特別是左下角1 號角的風速相對不足，剛性較弱，而其他各層二次風也存在配風不均的問題，這是主燃燒區局部還原性氣氛過于濃烈和再熱汽溫偏差的根本原因。結合圖6（d）SOFA 的煙花示蹤結果，整個爐內氣流均為逆時針切圓方向，導致爐膛出口氣流殘余旋轉較大，也會增大再熱汽溫偏差。

圖6 煙花示蹤試驗結果

綜上所述，超低NOX改造后，主燃燒區煤粉和CO 濃度均大幅增加，爐內高溫腐蝕風險增大，而二次風的不均勻性使得強還原區域的局部高溫腐蝕風險尤為突出，且帶來了再熱汽溫偏差較大的問題，同時爐內氣流整體呈逆時針切圓方向，使得爐膛出口殘余旋轉較大，上述問題是燃燒調整的重點關注對象。

3 高溫腐蝕治理

3.1 高溫腐蝕治理主要措施

針對數值模擬計算和冷態煙花示蹤試驗得出的3 號鍋爐實際存在的問題，可采取以下高溫腐蝕治理主要措施：

（1）為改善主燃燒區和爐膛出口截面CO 體積分數較高的現象，可適當降低燃盡風率運行，考慮到滿負荷下爐膛出口NOX體積分數為0.005%～0.007%，可降低燃盡風率至25%。

（2）由冷態煙花示蹤試驗結果可知，某些二次風層的各角二次風量存在不均勻性，這也是主燃燒區局部CO 體積分數過高和爐膛出口再熱汽溫偏差較大的主要原因，應對各角二次風量重新進行標定，以改善二次風的不均勻性；在此次調整中，采用對部分二次風門的開度加偏置的方法來改善二次風的不均勻性。

（3）設計二次風切圓應為順時針方向，從冷態煙花示蹤試驗結果看，實際二次風切圓為逆時針方向，這可能跟設計二次風與一次風夾角過小或者二次風噴口角度存在偏差有關，爐膛出口氣流殘余旋轉過大亦是再熱汽溫偏差的一個重要原因，這需要在停爐時對二次風噴口角度進行重新定位。

（4）原運行工況中，中、上層燃燒器層一次風切圓相對較大，一定程度上導致中、上層燃燒器層的煤粉更易刷墻，今后的鍋爐運行中，在保證安全運行的前提下，可適當降低中、上層燃燒器層的一次風速。

（5）在強還原區域的觀火孔處增設一套高溫腐蝕實時監測裝置[17]，裝置中的模擬管材質選用本文研究對象的水冷壁管材質20G，這樣即可在鍋爐運行時，通過模擬管腐蝕速率的變化，實時監測燃燒調整效果，圖7 為該裝置的結構示意。

3.2 燃燒調整效果

圖7 實時監測水冷壁管腐蝕程度的等效模擬裝置

圖8 燃燒調整前后CO 體積分數比較

圖8 為燃燒調整前后滿負荷下28 m 層（B層、C 層之間節點功能區）、33 m 層（D 層、E 層之間節點功能區）和39 m 層（還原區中部區域）的CO 體積分數比較，工況1 為燃燒調整前試驗，工況2 為燃燒調整后試驗，工況3 為燃燒調整后換磨組試驗，試驗時3 個工況所用煤質相同。由圖8 可知，燃燒調整后，原局部CO 體積分數過高的區域還原性氣氛有了較大程度的改善，部分區域盡管CO 體積分數有了小幅上升，但幅度不大（在1%以內）；工況3 未投入C 層燃燒器，因此相對于工況2，在28 m 層處CO 體積分數有小幅下降。兩側再熱汽溫偏差從30 ℃下降至10 ℃以下，飛灰含碳量低于2%。燃盡風率降低后，滿負荷爐膛出口NOX體積分數從0.006%上升至0.008%，仍然低于燃燒器的設計保證值，燃燒調整取得了良好的效果。

4 結論

（1）從數值模擬計算結果可知，超低NOX改造后主燃燒區和爐膛出口CO 體積分數較改造前大幅上升，且隨著燃盡風率的增加而增大，實際運行中，可適當降低燃盡風率運行。再熱汽溫偏差較大與超低NOX改造無關。

（2）冷態煙花示蹤結果可知，由于受旋轉上升氣流的影響，在實際運行中可適當降低中、上層燃燒器的一次風速；某些二次風二次風層的各角二次風量存在著不均勻性，這是局部還原性氣氛過于濃烈和再熱汽溫偏差的主要原因，應在實際運作中重點予以進一步優化。

（3）燃燒調整能夠改善爐內部分強腐蝕區域的還原氣氛，但要使鍋爐的高溫腐蝕得到更為有效的控制，還需采用腐蝕實時監測裝置對調整效果進行長期的跟蹤監測，并通過二次風噴口角度重新定位、貼壁風風量重新核算等手段進一步優化研究。