鍋爐低氮燃燒改造與高溫腐蝕控制分析

賈宏祿

(江蘇利港電力有限公司，江蘇 江陰 2 14444)

鍋爐低氮燃燒改造與高溫腐蝕控制分析

賈宏祿

(江蘇利港電力有限公司，江蘇 江陰 2 14444)

為滿足國家最新氮氧化物排放要求，利港電廠1臺370 MW機(jī)組前墻旋流燃燒器鍋爐采用美國ABT公司技術(shù)進(jìn)行了燃燒器低氮改造。針對其他鍋爐低氮改造后的鍋爐高溫腐蝕情況，此燃燒系統(tǒng)改造設(shè)計(jì)增加了防止鍋爐高溫腐蝕內(nèi)容。燃燒器低氮改造后氮氧化物排放的濃度有較大幅度的下降，降幅55.8%，改造后鍋爐灰、渣可燃物含量和鍋爐減溫水有一定的增幅。增加的貼壁風(fēng)也在一定程度和范圍內(nèi)起到防止高溫腐蝕作用。燃燒系統(tǒng)改造配合增加SCR脫硝系統(tǒng)后鍋爐的氮氧化物排放濃度已經(jīng)達(dá)到了國家最新環(huán)保要求。鍋爐防高溫腐蝕的改造可為同類型鍋爐的改造和優(yōu)化提供參考。

高溫腐蝕;貼壁風(fēng);NOx;氧量;燃燒

0 引言

利港電廠之前改造的3臺墻式燃燒鍋爐分別由兩家公司進(jìn)行，改造的主要內(nèi)容是更換新的燃燒器和增加燃燼風(fēng)，控制主燃燒區(qū)域的過量空氣系數(shù)和還原性氣體使已經(jīng)生成的氮氧化物進(jìn)行還原反應(yīng)，降低鍋爐氮氧化物排放量。沒有考慮改造后爐膛增加的大量還原性氣體帶來的高溫腐蝕問題，本次4號鍋爐的低氮燃燒改造方案增加了防鍋爐高溫腐蝕的設(shè)計(jì)。在不改變總體分級配風(fēng)的大原則下，設(shè)法在爐膛火焰的沖刷區(qū)域水冷壁表面補(bǔ)充少量的空氣，在降低氮氧化物排放濃度的同時(shí)，控制降低爐膛水冷壁表面還原性氣體含量，減少高溫腐蝕概率。測量和試驗(yàn)證明，改造在防止高溫腐蝕方面取得了一定的效果。

1 改造前燃燒設(shè)備情況及高溫腐蝕原因分析

1.1 鍋爐及燃燒器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

4號爐是武漢鍋爐廠制造的型號為WGZ1246/18.15-1的亞臨界汽包爐，一次中間再熱、旋流燃燒器前墻布置、煙氣擋板調(diào)再熱汽溫、固態(tài)排渣形式。24只燃燒器分成四層布置在爐膛前墻的風(fēng)箱內(nèi)，四層燃燒器由上向下依次對應(yīng)ABCD磨煤機(jī)。LNASB雙調(diào)風(fēng)軸向調(diào)節(jié)旋流燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)風(fēng)量和旋流強(qiáng)度均可在運(yùn)行中調(diào)整。二次風(fēng)箱分成四層，同一層的6只燃燒器共用一個(gè)二次風(fēng)箱，并通過兩側(cè)進(jìn)口的層二次風(fēng)量擋板來調(diào)節(jié)本層燃燒器的二次風(fēng)量。

1.2 改造前氮氧化物排放狀況

4號爐1998年投產(chǎn)后氮氧化物排放水平較高，滿負(fù)荷一般在600～700 mg/Nm3之間，有時(shí)超過800 mg/Nm3。由表1的改造前基準(zhǔn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，四磨運(yùn)行工況下氮氧化物排放濃度最高，燃燒器集中運(yùn)行方式 (ABCD，ABC和BCD磨方式)下氮氧化物排放濃度比燃燒器隔層運(yùn)行方式 (ABD和ACD磨方式)高。

1.3 鍋爐改造前存在的問題或重點(diǎn)關(guān)注的問題

4號鍋爐投產(chǎn)后一直存在的一個(gè)主要問題是燃燒器的著火性能不好，目測發(fā)現(xiàn)多數(shù)燃燒器在距一次風(fēng)噴口0.9～1 m處氣流才達(dá)到著火溫度［1］。為穩(wěn)定燃燒、降低鍋爐減溫水，運(yùn)行中被迫采用增加燃燒器二次風(fēng)的方法解決，層二次風(fēng)箱的風(fēng)壓提高幅度高達(dá)數(shù)百Pa，這不但造成了鍋爐過量空氣系數(shù)偏大，排煙損失增加，也增大了減溫水量。雖然鍋爐減溫水取自高加進(jìn)口的“冷水”水源，但減溫水量過大或不夠用造成機(jī)組降負(fù)荷或頻繁增加爐膛吹灰的事件仍經(jīng)常發(fā)生。

表1 改造前基準(zhǔn)試驗(yàn)測試及運(yùn)行數(shù)據(jù)匯總

1.4 高溫腐蝕原因分析

利港電廠1，2爐燃燒器低氮燃燒改造幾年后就發(fā)生了爐膛水冷壁較嚴(yán)重的高溫腐蝕，發(fā)生區(qū)域在爐膛后墻對應(yīng)燃燒器標(biāo)高區(qū)域和側(cè)墻靠后墻區(qū)域的水冷壁向火側(cè)［1］，在6～7年后就進(jìn)行了大面積的水冷壁換管。通過對已改造過的3臺前墻燃燒鍋爐的后墻水冷壁表面煙氣測量后發(fā)現(xiàn)所有測量位置的CO濃度均超過儀器5萬μL/L的最大量程［2～4］。有研究表明，煙氣中CO濃度越大，高溫腐蝕就越嚴(yán)重;H2S的濃度大于0.01%時(shí)就會對金屬管壁產(chǎn)生強(qiáng)烈的腐蝕，而且H2S產(chǎn)生速率受還原性氣氛 (CO)的影響很大，還原性越強(qiáng)，產(chǎn)生H2S的速率越大。因?yàn)閬喤R界鍋爐水冷壁壁內(nèi)汽水溫度約350℃左右，水冷壁外表面溫度約在420℃左右，當(dāng)管壁外表面氧量偏低、有還原性氣體并出現(xiàn)H2S時(shí)，就可能發(fā)生硫化物腐蝕［5，6］。

鍋爐低氮燃燒改造的一個(gè)重要內(nèi)容就是增加燃燼風(fēng)，實(shí)現(xiàn)多級配風(fēng)燃燒［6］，形成主燃燒區(qū)域欠氧，提高氮氧化物的還原反應(yīng)，以達(dá)到降低鍋爐氮氧化物排放濃度的目的。這樣必然使純前墻燃燒鍋爐主燃燒區(qū)域的后墻和側(cè)墻后部水冷壁表面存在大量的CO和H2S。分析燃燒器改造后高溫腐蝕的主要原因:(1)前幾年電煤煤質(zhì)變差，含硫量增大幅度較多;(2)一次風(fēng)速高造成的煤粉火焰氣流沖刷水冷壁;(3)燃燒器低氮改造后燃燒器區(qū)域水冷壁面表面還原性氣體含量高。

2 燃燒系統(tǒng)改造的實(shí)施和運(yùn)行機(jī)理

2.1 燃燒系統(tǒng)實(shí)際改造情況

2.1.1 增加燃燼風(fēng)

如圖1所示，在前墻A層燃燒器的上方增加了6只OFA(燃燼風(fēng))噴口，不但每只OFA噴口流量電動可調(diào)，兩側(cè)入口風(fēng)道還有兩只氣動調(diào)節(jié)擋板可調(diào)。后墻對應(yīng)位置 (略低)也增加了6只OFA噴口和2只側(cè)冀風(fēng)噴口，其兩側(cè)入口風(fēng)道有兩只氣動調(diào)節(jié)擋板。

圖1 燃燒系統(tǒng)改造示意圖

2.1.2 設(shè)置防高溫腐蝕空氣

(1)利用后墻6個(gè)燃燼風(fēng)噴口和兩只側(cè)冀風(fēng)噴口噴入的少量空氣，向該位置以上區(qū)域的后墻和側(cè)后墻表面補(bǔ)氧，以降低還原性氣體濃度。

(2)在后墻D層燃燒器高度靠近側(cè)墻各開一個(gè)矩形噴口作為邊界風(fēng)，主要是向燃燒器位置區(qū)域的側(cè)后墻區(qū)域補(bǔ)充空氣。

(3)在后墻略低于B層和C層燃燒器高度位置的水冷壁鰭片上開孔，噴入有一定角度的空氣作為貼壁風(fēng)，這二層貼壁風(fēng)的主要作用是向后墻水冷壁表面補(bǔ)充空氣。

2.1.3 燃燒器部分

改造時(shí)保留了燃燒器原二次風(fēng)箱，同一層的6只燃燒器仍共用一個(gè)二次風(fēng)箱，并通過兩側(cè)進(jìn)口的層二次風(fēng)量擋板來調(diào)節(jié)本層燃燒器的二次風(fēng)量。燃燒器更換為Opti-FlowTM低氮燃燒器。在磨煤機(jī)出口一次風(fēng)管上增加平衡閥調(diào)節(jié)各粉管間一次風(fēng)的均衡。

2.2 燃燒系統(tǒng)改造后的設(shè)計(jì)運(yùn)行機(jī)理

改造后的系統(tǒng)可以控制各燃燒器之間及燃燒器內(nèi)部煤粉的不均勻性，強(qiáng)化燃燒，使揮發(fā)分著火提前，保證其在二次風(fēng)混入前著火、燃燒，就是讓揮發(fā)分在還原性氣氛 (過量空氣系數(shù)約為0.6～0.7)中著火、燃燒，將煤粉中氮元素轉(zhuǎn)化為氮?dú)?。通過二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器來控制二次風(fēng)和一次風(fēng)的混合點(diǎn)，保證燃燒器區(qū)空氣和煤粉火焰進(jìn)行充分混合，保證煤粉燃燒的穩(wěn)定和完全燃燼。增加OFA系統(tǒng)并適度投入OFA，可以實(shí)現(xiàn)充分燃燒和進(jìn)一步提高NOx的還原率，減少氮氧化物的生成和排放。向后墻和側(cè)墻后部水冷壁表面補(bǔ)充空氣，降低還原性氣體濃度，控制高溫腐蝕。

3 燃燒系統(tǒng)改造后鍋爐高溫腐蝕控制分析

3.1 燃燒改造后水冷壁表面還原性氣體分布規(guī)律及調(diào)整情況

(1)改造后在前墻和側(cè)墻前部測量水冷壁表面煙氣中CO只有幾十，可以認(rèn)為不存在高溫腐蝕的可能。

(2)表2是4號爐改造后下部邊界風(fēng)全開，貼壁風(fēng)50%開度下爐膛后墻水冷壁表面還原性氣體分布狀況。

表2 4號爐改造后爐膛后墻還原性氣體分布 μL·L－1

(3)實(shí)測4號爐改造前爐膛后墻水冷壁表面煙氣的CO在500～600 μL/L之間，雖然燃燒器改造時(shí)增加了防高溫腐蝕設(shè)施，但改造后爐膛水冷壁表面CO仍有很大幅度的升高。尤其是D層燃燒器對應(yīng)的后墻沒有貼壁風(fēng)的位置，CO濃度基本都超過儀器5萬μL/L的最大量程。而煙氣中H2S濃度也已經(jīng)達(dá)到200 μL/L(0.02%)左右。

(4)由表4可以看出，后墻增加貼壁風(fēng)后對于降低水冷壁表面還原性氣體是有明顯的作用，尤其是增加貼壁風(fēng)的位置［4，6］。

(5)由表4可以看出爐膛后墻水冷壁表面還原性氣體分布兩側(cè)高、中間低。分析認(rèn)為是貼壁風(fēng)小風(fēng)箱從兩端進(jìn)風(fēng)方式造成了沿爐膛寬度的風(fēng)壓分布是兩側(cè)低、中間高，且在設(shè)計(jì)水冷壁鰭片開縫時(shí)考慮不足，造成后墻靠兩側(cè)的貼壁風(fēng)量比中間小、還原性氣體濃度高。因?yàn)闋t膛后墻D層燃燒器區(qū)域沒有設(shè)置貼壁風(fēng)，CO和H2S濃度含量都很高，所以該區(qū)域高溫腐蝕的概率高。

(6)分析5種燃燒器組合在高負(fù)荷下后墻水冷壁表面煙氣的CO含量分布規(guī)律，ABD磨運(yùn)行工況下分布最均勻，CO和H2S的平均濃度含量較小。而四磨運(yùn)行方式較差，所以無論從機(jī)組經(jīng)濟(jì)性還是從降低NOX排放方面，或從防止高溫腐蝕的角度應(yīng)盡量避免該方式運(yùn)行。BCD磨組合是除四磨運(yùn)行方式外最差的一個(gè)工況。

(7)降低負(fù)荷使?fàn)t膛水冷壁表面還原性氣體有一定幅度的下降，但并不顯著，270 MW負(fù)荷及兩磨運(yùn)行的低負(fù)荷工況下水冷壁表面還原性氣體也常出現(xiàn)超量程現(xiàn)象。

(8)通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)一次風(fēng)量 (風(fēng)速)對爐膛還原性氣體的影響較明顯，降低一次風(fēng)速后CO和H2S有相對較明顯的降低，只是不同區(qū)域的幅度不同。

(9)后墻下部邊界風(fēng)主要作用是保護(hù)二側(cè)墻以防止高溫腐蝕，但通過試驗(yàn)證明其作用有限，主要原因可能是噴口小，覆蓋范圍不大所致。

3.2 還原性氣體分布狀況分析

(1)除了燃燒系統(tǒng)改造在爐膛內(nèi)形成大量還原性氣氛造成了水冷壁表面的CO和H2S還原性氣體濃度高，磨出口一次風(fēng)管粉量偏差較大，個(gè)別燃燒器燃燒不好，也是造成爐膛局部區(qū)域還原性氣體成分高的原因之一。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)A磨的A1粉管最大粉量偏差為+34.61%;B磨的B2和B5粉管最大粉量偏差為+18.34%和－30.12%。

(2)因風(fēng)道布置原因，一次風(fēng)流量測量裝置線性較差，顯示風(fēng)量較實(shí)際風(fēng)量明顯偏小，就很容易造成運(yùn)行中控制的一次風(fēng)量偏大。熱態(tài)下測量發(fā)現(xiàn)4臺磨煤機(jī)的實(shí)測風(fēng)量分別為表盤風(fēng)量的1.2～1.35倍，平均一次風(fēng)速在29 m/s。一次風(fēng)速偏高直接造成煤粉火焰氣流直接沖刷后墻，不但造成水冷壁的腐蝕，嚴(yán)重時(shí)還會造成后墻結(jié)渣。

(3)通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)貼壁風(fēng)量擋板從正常的50%開度到全開時(shí)，對應(yīng)爐膛后墻的CO和H2S變化也不明顯，說明貼壁風(fēng)擋板線特性較差，這也是水冷壁表面的還原性氣體含量高的原因之一。

3.3 調(diào)整策略

(1)根據(jù)煙氣網(wǎng)格法測量結(jié)果以及煤粉管濃度偏差情況，對每一只燃燒器進(jìn)行配風(fēng)調(diào)整，可以控制局部區(qū)域不因?yàn)槿紵团滹L(fēng)不均勻出現(xiàn)大量CO。

(2)控制總風(fēng)量、氧量時(shí)注意兼顧氮氧化物排放和CO，控制好燃燼風(fēng)比率。在控制NOX排放濃度的前提下，燼量降低燃燼風(fēng)的用量，以確保參與燃燒所需氧量。做到燃燒安全性、環(huán)保排放和鍋爐經(jīng)濟(jì)性三者的平衡。

(3)因?yàn)槟コ隹诿悍哿科詈茈y通過平衡閥調(diào)整，所以根據(jù)磨出口粉管粉量偏差對單個(gè)燃燒器二次風(fēng)進(jìn)行配風(fēng)調(diào)整來優(yōu)化個(gè)別燃燒器的燃燒，降低局部區(qū)域出現(xiàn)大量還原性氣體的可能是細(xì)化燃燒的必要選擇。

(4)根據(jù)冷、熱態(tài)一次風(fēng)量標(biāo)定情況修改控制系統(tǒng)中磨煤機(jī)風(fēng)量系數(shù)，運(yùn)行中控制相對較低的一次風(fēng)壓和風(fēng)速，避免火焰沖刷后墻［7］。

(5)根據(jù)機(jī)組和磨煤機(jī)等實(shí)際情況選擇合適的磨煤機(jī)組合方式。

4 低氮改造效果及運(yùn)行情況分析

4.1 低氮改造效果

對比表1和表3可以看出，改造后氮氧化物排放的濃度下降了55.81%，平均值達(dá)到了350.5 mg/Nm3，鍋爐減溫水率升高了13.3%，鍋爐灰、渣可燃物含量分別升高了25.19%和79.17%，爐效下降了1.08個(gè)百分點(diǎn)。

表3 改造后驗(yàn)收試驗(yàn)測試及運(yùn)行數(shù)據(jù)匯總

4.2 改造后運(yùn)行工況分析

(1)熱態(tài)測量燃燒器著火點(diǎn)和改造前相比明顯提前，大多數(shù)燃燒器著火點(diǎn)在距離出口 (以爐墻為界)100 mm以內(nèi)。

(2)經(jīng)過對比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在其他參數(shù)不變情況下，調(diào)整燃燒器旋流強(qiáng)度對鍋爐NOX排放濃度基本沒有影響，但對灰、渣可燃物影響很大。在上三層燃燒器運(yùn)行工況下，試驗(yàn)將外調(diào)風(fēng)器從最大旋流開度每次減小10 mm的開度，調(diào)整二次的試驗(yàn)結(jié)果是:灰、渣加權(quán)平均含碳量從3.33%分別增加到3.54%和6.56%，但實(shí)測的NOX和CO排放濃度基本沒有改變。

(3)控制好鍋爐OFA比率 (占總風(fēng)量)不但對降低NOX和還原性氣體濃度非常重要［8］，對于防止金屬超溫、降低減溫水率和提高燃燒效率同樣有直接影響。不同燃燒器組合方式下的最佳配風(fēng)比率不同，根據(jù)試驗(yàn)工況對比后發(fā)現(xiàn):下三層燃燒器運(yùn)行在額定負(fù)荷時(shí)，4號爐的最佳OFA比率為25%，鍋爐灰、渣平均含碳量降到2.7%的最低點(diǎn)，同時(shí)NOX排放濃度下降到相對低點(diǎn)，而且煙道CO只有29 μL/L。而在270 MW負(fù)荷及上三層燃燒器運(yùn)行在額定負(fù)荷工況時(shí)，最佳的OFA配風(fēng)比率分別為15%和21%，在這種OFA配風(fēng)比率工況下也達(dá)到相同工況下鍋爐灰渣含碳量最低，同時(shí)NOX及CO排放濃度最低的優(yōu)良工況［9］。

(4)改造投運(yùn)后的調(diào)試階段共進(jìn)行了30個(gè)工況的試驗(yàn)測量，通過對比26個(gè)滿負(fù)荷工況測試結(jié)果 (表4)發(fā)現(xiàn)，鍋爐灰、渣可燃物含量均比改造前基準(zhǔn)試驗(yàn)低。說明改造后鍋爐灰、渣可燃物含量能在較低的合理范圍內(nèi)正常運(yùn)行。

表4 改造后滿負(fù)荷調(diào)試階段實(shí)測數(shù)據(jù)及運(yùn)行數(shù)據(jù)匯總

5 結(jié)論

鍋爐燃燒系統(tǒng)改造時(shí)增加貼壁風(fēng)能夠降低爐膛水冷壁表面煙氣中CO和H2S濃度，在一定程度和范圍內(nèi)起到防止高溫腐蝕作用，但貼壁風(fēng)的配置、進(jìn)風(fēng)方式仍不夠完善，應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化。從運(yùn)行角度，對于前墻燃燒方式鍋爐控制合適的燃燼風(fēng)比率和控制相對較低的一次風(fēng)速，以及進(jìn)行合理的二次風(fēng)配風(fēng)，盡可能減小火焰直接沖后墻也是防止水冷壁高溫腐蝕的重要手段。當(dāng)然控制入爐的硫份可以從根源上起到減少水冷壁高溫腐蝕的作用。

改進(jìn)建議:

(1)為了進(jìn)一步改進(jìn)爐膛后墻水冷壁表面環(huán)境，建議在后墻下部增加一層貼壁風(fēng)。

(2)為更好地發(fā)揮貼壁風(fēng)的作用，應(yīng)該根據(jù)貼壁風(fēng)小風(fēng)箱的進(jìn)風(fēng)方式和風(fēng)壓分布規(guī)律改進(jìn)沿爐膛寬度布置的貼壁風(fēng)通流面積的設(shè)置或?qū)N壁風(fēng)小風(fēng)箱的進(jìn)風(fēng)接入方式改進(jìn)，達(dá)到均勻降低爐膛后墻還原性氣體的目的。

(3)改進(jìn)后墻下部邊界風(fēng)噴口，增大其對側(cè)墻后部的覆蓋范圍，保護(hù)兩側(cè)墻以防止高溫腐蝕。

［1］賈宏祿．370 MW機(jī)組鍋爐低氮燃燒改造分析 ［J］．電力科學(xué)與工程，2014，30(12):24－29．

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［4］陳敏生，廖曉春．600 MW超臨界鍋爐防止高溫腐蝕技術(shù)改造和運(yùn)行調(diào)整 ［J］．中國電力，2014，47(4):56－59，117．

［5］郭魯陽，孫旭光，劉志超，等．鍋爐水冷壁高溫腐蝕原因分析及預(yù)防對策 ［J］．中國電力，2000，33(11):17－20．

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［8］呂玉坤，彭鑫．300 MW燃煤鍋爐NOx排放特性試驗(yàn)研究［J］．華北電力大學(xué)學(xué)報(bào) (自然科學(xué)版)，2010，37(5):78－82．

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Analysis of Low NOx Combustion System Retrofit and High Temperature Corrosion Control

Jia Honglu
(Jiangsu Ligang Electrical Power Co.Ltd.，Jiangyin 214444，China)

In order to reduce the high NOx for a 370 MW front wall fired unit in Ligang power plant，the ABT low NOx combustion system was installed．In order to prevent the high temperature corrosion in other units，the additional rear wall anti-corrosion system was designed and installed．After low NOx retrofit，55.8%NOx was reduced comparing with the pre-retrofit baseline．After retrofit the UBC and spray were slightly increased．In addition，the rear wall anti-corrosion system helped to reduce the corrosion risks with the help of SCR，this unit can meet the government newest emission standards．Therefore，the anti-corrosion system design can provide good reference for similar boiler retrofit and optimization．

high temperature corrosion;curtain air;NOx;O2;combustion

TK227.1

A

10.3969/j.issn.1672-0792.2015.06.013

2015－03－05。

賈宏祿 (1956－)，男，工程師，從事熱力試驗(yàn)工作，E-mail:jiahl@jlepc.com.cn。