520 t/h循環流化床鍋爐爐內水冷壁磨損原因分析及研究

魯躍峰

(北京國電電力有限公司上灣熱電廠，內蒙古 鄂爾多斯 017209)

循環流化床(CFB)鍋爐是低熱值燃料、難燃煤種清潔高效利用的主要技術手段，也是我國火力發電的重要組成部分[1-4]。某電廠DG 520/13.7-Ⅱ1型循環流化床鍋爐運行過程中多次發生爐內水冷壁泄漏被迫停機事件，嚴重影響機組安全穩定運行，因此循環流化床鍋爐防磨工作是提高循環流化床機組可靠性、降低非計劃停運的重要措施，是發電企業一項重要的工作，如何通過優化燃燒調整實現爐內受熱面主動防磨尤為重要。

1 設備概況

某電廠設計配置2臺東方鍋爐有限公司生產的型號為DG 520/13.7-Ⅱ1型循環流化床鍋爐，單爐膛，一次中間再熱，懸吊結構，固態排渣，島式布置。爐膛和尾部豎井，煙道之間布置有2臺汽冷式旋風分離器，其下部布置“J”閥回料器，尾部豎井由包墻分割在爐膛深度方向形成雙煙道結構，前煙道布置了兩組低溫再熱器，后煙道從上到下布置有高溫過熱器、低溫過熱器，向下前后煙道合成一個在其中布置有螺旋鰭片管式省煤器。其下布置2組并列支撐的空氣預熱器，光管臥式，沿寬度方向雙進雙出。鍋爐主要設計參數(B-MCR)見表1，鍋爐水冷壁技術參數見表2。

表1 鍋爐主要設計參數(B-MCR)

表2 鍋爐水冷壁技術參數

2 存在的問題

某電廠2臺東方鍋爐有限公司生產的型號為DG 520/13.7-Ⅱ1型循環流化床鍋爐在運行過程中多次發生爐內水冷壁泄漏，導致發生停機事件，兩次泄漏停機最短間隔為73 d，時間間隔比較短。停漏進行防磨防爆檢查發現，水冷壁泄漏點均為磨損減薄從而發生泄漏(見圖1)，爐內受熱面磨損整體趨勢為爐內后墻較前墻磨損嚴重、左側較右側磨損嚴重、左右分離器入口處中下部位內側磨損嚴重、中部4個上二次風口澆注料上方磨損嚴重、爐前墻側兩角澆注料上方磨損嚴重，見圖2(白色區域磨損較輕，未進行測量)。

圖1 爐內水冷壁泄漏點

圖2 爐后墻水冷壁管磨損狀況

3 爐內水冷壁磨損原因分析[4-8]

3.1 爐內后墻較前墻磨損嚴重原因分析

3.1.1 一次風量偏大，二次風量偏小。使爐內火焰中心上移、外擴，上升物料空間區域增大，下降物料空間區域減小，下降物料向外(水冷壁)擴散趨勢增強，同時使爐內循環物料粒度增大，循環物料量增加，墻貼壁流物料量增加，加劇受熱面磨損。

3.1.2 爐內料層厚度偏低。大幅度降低使床層物料對一次風的勻風作用大幅度減弱，進入稀相區物料粒度增大，加劇受熱面磨損。

3.1.3 鍋爐前墻給煤。煤從前墻入爐后要吸熱，導致密相區前墻側溫度較后墻低，前墻入爐二次風入爐后膨脹較后墻二次風弱，使密相區前墻側壓力較后墻低，從而導致在前、后墻二次風門開度相同的情況下入爐后墻二次風量大于前墻，使爐內火焰中心后移，后墻貼壁流物料增大，導致鍋爐后墻較前墻磨損嚴重。

3.2 鍋爐左側較右側磨損嚴重原因分析

鍋爐左、右側一次風量偏差較大。機組負荷150 MW，左側一次風量為12.5萬Nm3/h，右側風量為8.9萬Nm3/h，左側一次風量較右側大3.6萬Nm3/h。左、右側二次風量偏差較大。機組負荷146 MW，左側上二次風量為9.5萬Nm3/h，左側下二次風量為7.2萬Nm3/h，左側二次風量合計16.7萬Nm3/h；右側上二次風量為4.5萬Nm3/h，左側下二次風量為4.9萬Nm3/h，左側二次風量合計9.4萬Nm3/h；左側二次風量較右側大7.3萬Nm3/h?？傮w上左側一次風量和二次風量都比右側大。

3.3 左、右分離器入口處中下部位內側磨損嚴重原因分析

①煙氣流在爐膛出口部位發生大角度轉向，使煙氣流以一定角度沖刷水冷壁迎風側造成磨損，同時分離器入口處流通截面突然縮小，煙氣流流場發生改變，煙氣加速，導致磨損。②結合爐內煙氣流向分析，主要原因是一次風量太大，導致爐內火焰中心上移、揚析顆粒粒度增大、外循環物料量增加，同時一次風量大幅度增加導致二次風份額減少，二次風剛度降低，影響進入稀相區物料量增加，影響左、右分離器入口處中下部位內側磨損較以往嚴重。③高負荷、高氧量、高床溫，使煙氣流速大幅度增加，加重磨損。④料層太薄也會導致揚析顆粒粒度增大，也是影響左、右分離器入口處中下部位內側磨損因素。

3.4 中部3個上二次風口澆注料上方磨損嚴重原因分析

后墻中部3個上二次風口澆注料上方受熱面磨損，爐膛中心線左側受熱面管壁左側磨損嚴重，爐膛中心線右側受熱面管壁右側磨損嚴重，磨損界限清晰，原因為煙氣向左、右側分離器運動夾帶物料影響，同時，后墻較前墻二次風量偏小，下降物料量較大。二次風量偏小，剛度不強，進入爐內靠近后墻受熱面上升，與下降物料相撞擴散，一是形成呈一定角度或垂直于受熱面的飛濺物料，導致受熱面產生沖擊磨損，特別是機組中低負荷段；二是增加了貼壁流物料量，加劇了沖刷磨損。一次風量提高，爐內火焰中心外擴，加重了這一現象的發生。

3.5 爐前墻側兩角澆注料上方磨損嚴重原因分析

1號和6號給煤機給煤量較其他4臺給煤機給煤量偏大，兩角為爐膛斷面上壓力最低處，同時料層較薄(一次風量21.4萬Nm3/h，風室壓力11.2 kPa)見表3，導致爐前墻側兩角一次風量偏小，流化不充分，使爐前墻側兩角區域下降物料量較大，加劇磨損。

表3 優化燃燒調整前鍋爐相關參數

4 采取措施[9]

表4 優化燃燒調整后鍋爐相關參數

4.1 降低一次風量

參數見圖3，150 MW負荷一次風量優化調整后降低6.4萬Nm3/h；112 MW負荷一次風量優化調整后降低6萬Nm3/h，75 MW負荷一次風量優化調整后降低6萬Nm3/h，降低一次風量后，爐內火焰中心下移，火焰中心收窄，上升氣流夾帶物料粒度減小，同時內循環下降物料量大幅度減少，下降物料下降區域向內(火焰中心方向)擴展，貼壁流物料量顯著減少，有效減弱爐內受熱面磨損。

圖3 一次風量優化調整前后參數對比曲線

4.2 提高風室壓力，增加料層厚度

參數見圖4，150 MW負荷風室壓力優化調整后升高0.8 kPa；112 MW負荷風室優化調整后升高1.2 kPa，75 MW負荷風室優化調整后升高0.5 kPa，提高風室壓力，增加料層厚度，有效降低了火焰中心煙氣流速，提高爐內四周煙氣流速，有效降低揚析物料粒度，料層厚度增加會使爐內燃燒更趨均勻，同時使稀相區物料濃度增加，增加換熱，降低床溫，從而進一步降低煙氣流速，可有效降低爐內受熱面磨損。

圖4 風室壓力優化調整后參數對比曲線

4.3 降低鍋爐氧量

參數見圖5，150 MW負荷氧量優化調整后降低0.5個百分點；112 MW負荷氧量不變，75 MW負荷氧量調整后降低0.5個百分點，降低氧量目的是減少相同負荷下爐內容積流量，從而降低煙氣流速，降低爐內受熱面磨損。

圖5 氧量優化調整前后參數對比曲線

4.4 優化二次風量調整

墻上二次風風門優化調整，參數見圖6，150 MW前墻上二次風風門開度從100%減少至80%，112 MW前墻上二次風風門開度從65%減少至45%，以上負荷段減小上二次風門開度的目的是減少前墻上二次風量，減小爐內火焰中心前移(向爐前墻移動)的阻力。75 MW前墻上二次風門開度保持不變。

圖6 前墻上二次風風門優化調整前后參數對比曲線

后墻上二次風風門優化調整，參數見圖7，150 MW后墻上二次風風門開度從80%增加至100%，112 MW后墻上二次風風門開度從60%增加至65%，75 MW后墻上二次風風門開度從20%增加至45%，增加后墻上二次風門開度，目的是增加后墻上二次風量，增加爐內火焰中心前移(向爐前墻移動)的動力，減小后墻上升物料挾帶量，拓寬后墻物料下降空間，減少后墻貼壁流物料量，從而減弱后墻水冷壁磨損。

圖7 后墻上二次風風門優化調整前后參數對比曲線

后墻下二次風風門和前墻下二次風風門優化調整，參數見圖8、圖9，150 MW后墻下二次風風門開度和前墻下二次風風門開度不變。112 MW后墻下二次風風門開度和前墻下二次風風門開度都從75%減少至45%，75 MW后墻下二次風風門開度和前墻下二次風風門開度從35%減少至25%，減小前墻下二次風門開度和后墻下二次風門開度目的是減小下二次風量，增加上二次風量，特別是增加后墻上二次風量，增加爐內火焰中心前移(向爐前墻移動)的動力，減小后墻上升物料挾帶量，拓寬后墻物料下降空間，減少后墻貼壁流物料量，從而減弱后墻水冷壁磨損。

圖8 后墻下二次風門開度優化調整前后參數對比曲線

圖9 前墻下二次風門開度優化調整前后參數對比曲線

5 結束語

該電廠通過優化控制一次風量、風室壓力、鍋爐氧量、前后上下二次風量，爐內后墻水冷壁受熱面磨損、后墻水冷壁左右分離器入口處中下部位內側磨損、后墻水冷壁中部4個二次風口澆注料上方磨損、爐前墻側兩角澆注料上方水冷壁磨損等得到顯著改善，主動防磨效果顯著，鍋爐運行 的可靠性得到顯著提升，為機組安全穩定長周期運行創造了有利條件。