1000MW鍋爐側(cè)墻水冷壁防止高溫腐蝕解決方案研究

魏道君

（華電萊州發(fā)電有限公司，山東萊州 261441）

1000MW鍋爐側(cè)墻水冷壁防止高溫腐蝕解決方案研究

魏道君

（華電萊州發(fā)電有限公司，山東萊州 261441）

分析了華電萊州發(fā)電有限公司＃2鍋爐水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕的情況及生成原理，提出了在各燃燒器層兩側(cè)增加側(cè)壁風(fēng)，以削弱和預(yù)防側(cè)墻水冷壁還原性氣氛的生成，進(jìn)而達(dá)到防止水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕的目的。改造后進(jìn)行了側(cè)壁風(fēng)門開度試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定不同負(fù)荷下側(cè)壁調(diào)門開度，并總結(jié)了該方案的優(yōu)點(diǎn)及注意事項(xiàng)。

低氮燃燒器；水冷壁；高溫腐蝕；還原性氣氛；側(cè)壁風(fēng)；熱一次風(fēng)；負(fù)荷

1 問題的提出

華電萊州發(fā)電有限公司一期工程2×1 000MW超超臨界機(jī)組為DG3000／26.15－Ⅱ1型鍋爐，為高效超超臨界參數(shù)變壓直流爐，采用單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、運(yùn)轉(zhuǎn)層以上露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π型鍋爐。制粉系統(tǒng)為正壓直吹式，配6臺(tái)中速輥式磨煤機(jī)。鍋爐燃燒方式為旋流對(duì)沖，燃燒器為HT－NR3型旋流燃燒器（又稱低氮燃燒器）。

2013年＃2機(jī)組大修防磨防爆檢查中發(fā)現(xiàn)，在鍋爐左、右側(cè)墻水冷壁高溫區(qū)存在高溫腐蝕現(xiàn)象［1］，腐蝕深度最高達(dá)1.2mm，腐蝕區(qū)域（灰色部分）如圖1所示。

圖1 水冷壁高溫腐蝕示意

經(jīng)分析，水冷壁高溫腐蝕的主要原因?yàn)槿紵鲄^(qū)域存在還原性氣氛。

還原性氣氛造成高溫腐蝕的原理為：在還原性氣氛中，由于缺氧，使?fàn)t膛壁面處于含有還原性氣體（CO，H2）和腐蝕性氣體（H2S）的煙氣中，煤質(zhì)中含有的FeS2受熱分解出S，沒有完全燃燒的游離S和SOx與金屬管壁發(fā)生反應(yīng)，引起管壁高溫腐蝕，如S在高溫下與Fe發(fā)生反應(yīng)，生成FeS［2－3］；FeS緩慢氧化生成含磁性的Fe3O4，對(duì)金屬進(jìn)行腐蝕。其反應(yīng)式為［4］

研究表明，煙氣中CO質(zhì)量濃度越大，高溫腐蝕就越嚴(yán)重；H2S的體積分?jǐn)?shù)大于0.01%時(shí)，煙氣會(huì)對(duì)鋼材產(chǎn)生強(qiáng)烈的腐蝕作用；當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)大于2%時(shí)，基本上不會(huì)發(fā)生高溫腐蝕。

2 解決方案

在側(cè)墻水冷壁區(qū)域增加側(cè)壁風(fēng)，側(cè)壁風(fēng)風(fēng)源取自空氣預(yù)熱器（以下簡(jiǎn)稱空預(yù)器）出口熱一次風(fēng)，目的是通過較高的風(fēng)壓、風(fēng)速保證側(cè)壁風(fēng)的剛性，使其順利到達(dá)腐蝕區(qū)域。

側(cè)壁風(fēng)改造如圖2所示。在鍋爐前、后墻水冷壁標(biāo)高21.50，27.50，33.00m，距離側(cè)壁0.85m的位置對(duì)稱開設(shè)12個(gè)?0.33m的人孔（每層2個(gè)，共3層，單側(cè)6個(gè)）。為檢測(cè)爐內(nèi)燃燒情況，做好數(shù)據(jù)分析，在側(cè)壁鰭片上開設(shè)取樣檢查孔30個(gè)，每側(cè)15個(gè)，分3層布置，作為側(cè)墻水冷壁附近煙氣分析取樣孔。

從熱一次風(fēng)空預(yù)器出口（標(biāo)高27m）引出2根DN 800mm管道（?820mm×4mm，Q235B鋼），從鍋爐兩側(cè)引至爐前。在鍋爐前、后設(shè)置2根聯(lián)絡(luò)管以便平衡風(fēng)量（投運(yùn)后發(fā)現(xiàn)，在熱一次風(fēng)停止對(duì)側(cè)壁風(fēng)供風(fēng)后，聯(lián)絡(luò)管因爐膛內(nèi)左、右側(cè)墻負(fù)壓而存在煙氣壓差，進(jìn)而形成環(huán)形旁路，造成管道積粉，在高溫?zé)煔庾饔孟轮馃龘p壞風(fēng)管，后在聯(lián)絡(luò)管內(nèi)加裝堵板），在2根主管道上各設(shè)置1個(gè)氣動(dòng)調(diào)節(jié)蝶閥。

圖2 側(cè)壁風(fēng)示意

爐膛前、后墻的側(cè)壁風(fēng)從聯(lián)絡(luò)管引出，在鍋爐四角分別引出3路支管，分別接至之前爐墻開設(shè)的12個(gè)人孔，在各支管上分別設(shè)置1個(gè)手動(dòng)碟閥。

3 鍋爐運(yùn)行后的側(cè)壁風(fēng)門開度試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)?zāi)康?/p>

在保證有效降低爐膛水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕的前提下，盡量降低一次風(fēng)機(jī)電耗和對(duì)爐膛燃燒氣氛的干擾程度。

3.2 參考數(shù)據(jù)及測(cè)量方法

在上、中、下3層燃燒器層的斜下方左、右側(cè)墻水冷壁處布置3組測(cè)量孔，每組5個(gè)，由于高溫腐蝕現(xiàn)象出現(xiàn)在燃燒器對(duì)應(yīng)的中上層側(cè)墻，故主要針對(duì)中上層中間測(cè)量孔進(jìn)行測(cè)量。試驗(yàn)中，因測(cè)得的CO質(zhì)量濃度均大于10 000mg／m3，所以以下數(shù)據(jù)以O(shè)2的體積分?jǐn)?shù)來判斷側(cè)壁風(fēng)對(duì)高溫腐蝕的預(yù)防效果。

3.3 測(cè)量中各側(cè)壁風(fēng)支管分門的開度

頂層側(cè)壁風(fēng)支管分門開度為10%，中間層側(cè)壁風(fēng)支管分門開度為50%，底層側(cè)壁風(fēng)支管分門全開。

3.4 測(cè)量數(shù)據(jù)

（1）滿負(fù)荷下左墻A3孔（爐膛27.5m層左側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表1，因A3孔處于前、后墻側(cè)壁風(fēng)保護(hù)的末端（高溫腐蝕區(qū)域的中間位置），若此區(qū)域氧量充足，則其他區(qū)域更能滿足側(cè)壁風(fēng)的氧量保護(hù)調(diào)節(jié)條件。試驗(yàn)階段省煤器出口A，B側(cè)O2的體積分?jǐn)?shù)均值分別為2.721%，1.643%。

表1 滿負(fù)荷時(shí)左墻A3孔氧量試驗(yàn)（2015年5月18日）

從表1可以看出，滿負(fù)荷條件下，一次風(fēng)壓為8 kPa左右，側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度在20%以上時(shí)，左墻中間層O2的體積分?jǐn)?shù)隨風(fēng)門開度變化明顯。

（2）滿負(fù)荷下右墻A3孔（爐膛27.5m層右側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表2。試驗(yàn)階段省煤器出口A，B側(cè)O2的體積分?jǐn)?shù)均值分別為2.266%，2.123%。

從表2可以看出，在滿負(fù)荷條件下，一次風(fēng)壓為7.2 kPa，側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度在30%以上時(shí)，右墻中間層O2的體積分?jǐn)?shù)隨風(fēng)門開度變化明顯，一次風(fēng)壓的大小直接影響高溫腐蝕區(qū)的氧量。

（3）負(fù)荷在900MW以上時(shí)，將側(cè)壁風(fēng)支管分門底層全開，中間層右側(cè)全開，左側(cè)50%開度，左墻B3孔（33m層左側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表3，左墻A3孔氧量統(tǒng)計(jì)見表4。試驗(yàn)階段省煤器出口A，B側(cè)O2的體積分?jǐn)?shù)均值分別為2.619%，2.098%。

從表3和表4可以看出：

1）側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度在30%以上時(shí)，側(cè)壁風(fēng)對(duì)中間層側(cè)墻的氧量影響明顯，對(duì)右墻影響不如左墻明顯，但氧量產(chǎn)生明顯變化時(shí)，側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度值基本一致；通過進(jìn)一步試驗(yàn)測(cè)量，將側(cè)壁風(fēng)支管中間層右側(cè)風(fēng)門全開，左側(cè)風(fēng)門開度為50%，側(cè)壁風(fēng)對(duì)右墻氧量影響仍不大，故運(yùn)行方式維持側(cè)壁風(fēng)支管分門底層全開，中間層50%開度，頂層10%開度。

2）試驗(yàn)時(shí)，將測(cè)點(diǎn)位置由中間層燃燒器（A層）改到上層燃燒器（B層），側(cè)壁風(fēng)產(chǎn)生影響的調(diào)門開度增大10%，即側(cè)壁風(fēng)門開度為40%時(shí)氧量變化明顯。

3）其他負(fù)荷段的試驗(yàn)可根據(jù)左墻B側(cè)中間孔的氧量值來判斷側(cè)壁風(fēng)的影響。測(cè)量期間保持側(cè)壁風(fēng)支管分門底層全開，中間層50%開度，頂層10%開度。

（4）滿負(fù)荷時(shí)右墻B3孔（爐膛33m層右側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表5，右墻A3孔（爐膛27.5m層右側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表6，試驗(yàn)階段省煤器出口A，B側(cè)O2的體積分?jǐn)?shù)均值分別為2.359%，2.005%。

表2 滿負(fù)荷時(shí)右墻A3孔氧量試驗(yàn)（2015年5月19日）

表3 負(fù)荷900MW以上時(shí)左墻B3孔氧量試驗(yàn)（2015年5月20日）

從表5和表6可以看出：在滿負(fù)荷條件下，一次風(fēng)壓8.5 kPa時(shí)，側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度在35%以上時(shí)，右墻中間層氧量隨調(diào)門開度變化明顯。

（5）800MW負(fù)荷下右墻B3孔（爐膛33m層右側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表7，800MW負(fù)荷下左墻B3孔（爐膛33m層左側(cè)墻中間的測(cè)量孔）氧量統(tǒng)計(jì)見表8，試驗(yàn)階段省煤器出口A，B側(cè)O2的體積分?jǐn)?shù)均值分別為3.188%，2.957%。

從表7和表8可以看出，負(fù)荷800MW，一次風(fēng)壓7.5 kPa，側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度在20%以上時(shí)，左墻中間層氧量測(cè)點(diǎn)隨側(cè)壁風(fēng)調(diào)門變化明顯。

表4 負(fù)荷900MW以上時(shí)左墻A3孔氧量試驗(yàn)（2015年5月20日）

表5 滿負(fù)荷時(shí)右墻B3孔氧量試驗(yàn)（2015年6月17日）

表6 滿負(fù)荷時(shí)右墻A3孔氧量試驗(yàn)（2015年6月17日）

4 試驗(yàn)后確定的運(yùn)行方式［5］

側(cè)壁風(fēng)進(jìn)入爐膛后，從前、后墻到爐膛中間位存在幾何式的衰減，通過試驗(yàn)測(cè)量比對(duì)可知，若中間測(cè)點(diǎn)O2的體積分?jǐn)?shù)有0.2%～1.0%的波動(dòng)，則靠近側(cè)壁風(fēng)口處氧的體積分?jǐn)?shù)就已達(dá)到2%以上的波動(dòng)。綜合考慮測(cè)量數(shù)據(jù)、實(shí)際機(jī)組運(yùn)行中一次風(fēng)壓、負(fù)荷、燃燒影響程度、節(jié)能及防高溫腐蝕能力等因素，最終得出以下運(yùn)行方式。

（1）側(cè)壁風(fēng)支管分門保持底層全開，中間層開度50%，頂層開度10%。

（2）負(fù)荷800MW以下時(shí)，保持A，B側(cè)側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度10%。

（3）負(fù)荷800MW時(shí)，保持A，B側(cè)側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度15%。

（4）負(fù)荷850MW時(shí)，保持A，B側(cè)側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度20%。

（5）負(fù)荷900MW時(shí)，保持A，B側(cè)側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度25%。

（6）負(fù)荷950MW及以上，保持A，B側(cè)側(cè)壁風(fēng)調(diào)門開度30%。

表7 800MW負(fù)荷下右墻B3孔氧量試驗(yàn)（2015年6月29日）

表8 800MW負(fù)荷下左墻B3孔氧量試驗(yàn)（2015年6月29日）

5 該方案優(yōu)點(diǎn)及其他不確定因素

（1）側(cè)壁風(fēng)風(fēng)源原設(shè)計(jì)取自各層二次風(fēng)箱，因目前送風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)裕量較小，送風(fēng)機(jī)快速減負(fù)荷（RB）時(shí)二次風(fēng)量不足，風(fēng)箱風(fēng)壓低，影響鍋爐燃燒。將側(cè)壁風(fēng)風(fēng)源改至熱一次風(fēng)后，可有效減少熱二次風(fēng)消耗量。

（2）側(cè)壁風(fēng)母管調(diào)門具有可調(diào)節(jié)和快開／快關(guān)功能，有效解決非一次風(fēng)機(jī)50%RB時(shí)跳磨造成的一次風(fēng)壓突升問題，避免RB過程初期磨煤機(jī)出口一次風(fēng)速過高，著火延遲，影響燃燒穩(wěn)定。其中A，B側(cè)熱一次風(fēng)至側(cè)壁風(fēng)氣動(dòng)調(diào)節(jié)門具體DCS邏輯實(shí)現(xiàn)為：送風(fēng)機(jī)和引風(fēng)機(jī)RB時(shí)，A，B側(cè)熱一次風(fēng)至側(cè)壁風(fēng)氣動(dòng)調(diào)節(jié)門全開；A，B側(cè)一次風(fēng)機(jī)任一風(fēng)機(jī)跳閘時(shí)聯(lián)關(guān)A側(cè)和B側(cè)熱一次風(fēng)至側(cè)壁風(fēng)氣動(dòng)調(diào)節(jié)門。

（3）此方案存在不確定因素：側(cè)壁風(fēng)母管風(fēng)壓8 kPa時(shí)，全開側(cè)壁風(fēng)調(diào)門、手動(dòng)門，風(fēng)量約為150 t／h（側(cè)壁風(fēng)調(diào)門按規(guī)定開度10%～30%運(yùn)行時(shí)，風(fēng)量為35～60 t／h）。此風(fēng)進(jìn)入爐膛屬于無組織風(fēng)源，參與燃燒的比例具有不確定性，投入后省煤器出口氧量，特別是邊側(cè)氧量可提高0.5%左右，存在虛高的現(xiàn)象，因此應(yīng)注意飛灰中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化。

6 結(jié)束語

通過引一次風(fēng)為側(cè)壁風(fēng)提供風(fēng)源，從在1 000 MW鍋爐上的應(yīng)用情況來看，較高的熱一次風(fēng)風(fēng)壓有效提高了側(cè)壁風(fēng)口的風(fēng)速，進(jìn)而保證熱風(fēng)可吹至爐膛側(cè)墻高溫腐蝕區(qū)域的中心，使側(cè)墻水冷壁得到了可靠保護(hù)。

通過試驗(yàn)明確得出了各負(fù)荷段下對(duì)應(yīng)的側(cè)壁風(fēng)調(diào)門線性調(diào)整開度，并總結(jié)出了各層側(cè)壁風(fēng)門開度的“塔式”結(jié)構(gòu)，在節(jié)能的前提下，又保證了防止側(cè)墻水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的最低運(yùn)行氧量。

［1］焦慶豐，姚斌.電廠鍋爐水冷壁高溫腐蝕程度判別技術(shù)研究［J］.中國(guó)電力，2004，37（10）：46－49.

［2］丘繼華，李敏，孫學(xué)信.等.對(duì)沖燃燒布置鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題的研究［J］.華中理工大學(xué)學(xué)報(bào)，1999，27（1）：63－65.

［3］楊波，田松柏，趙杉林.不同形態(tài)硫化合物腐蝕行為的研究［J］.腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù)，2004，16（6）：385－388.

［4］吳東亮，劉洪洋.電站鍋爐產(chǎn)生高溫硫腐蝕機(jī)理及預(yù)防措施［J］.華北電力技術(shù)，2007（12）：52－54.

［5］華電萊州發(fā)電有限公司一期2×1000MW機(jī)組集控運(yùn)行規(guī)程：QB／HD－104.1.1601—2015［S］.

（本文責(zé)編：弋洋）

TK 224.9

B

1674－1951（2016）02－0001－05

魏道君（1981—），男，山東濰坊人，助理工程師，從事超超臨界直流鍋爐運(yùn)行方面的工作（E-mail：714499422＠qq.com）。

2015－12－03；

2016－02－04