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(shù)研究院有限公司，杭州 311121；2.浙江省火力發(fā)電高效節(jié)能與污染物控制技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 311121；3.國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014）

0 引言

隨著近年來超低排放技術(shù)的推廣應(yīng)用，大型電站鍋爐因超低NOX燃燒改造導(dǎo)致的水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象日益突出，特別是鍋爐運(yùn)行參數(shù)的提高、高硫煤等非設(shè)計(jì)煤種的廣泛使用及因響應(yīng)電網(wǎng)調(diào)峰需求而負(fù)荷頻繁變動(dòng)等因素[1-2]，使得部分高參數(shù)、大容量鍋爐的高溫腐蝕現(xiàn)象愈發(fā)嚴(yán)重，某些鍋爐運(yùn)行3～5 年后即需對(duì)腐蝕嚴(yán)重的水冷壁管進(jìn)行大面積更換[3]。因此，迫切需要對(duì)可有效治理高溫腐蝕的關(guān)鍵方法和技術(shù)進(jìn)行研究。

國內(nèi)學(xué)者對(duì)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(jié)論。李汝萍等[4]對(duì)某亞臨界鍋爐的貼壁氣氛進(jìn)行了測試，并對(duì)高溫腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行理化分析，得出了Cr 元素可有效增強(qiáng)管材抗腐蝕能力的結(jié)論。賈宏祿等[5]對(duì)某發(fā)電廠高溫腐蝕原因進(jìn)行分析，并對(duì)煙氣中的CO 濃度進(jìn)行測量，得出了燃燒器區(qū)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(qiáng)等[6]對(duì)四角切圓鍋爐內(nèi)H2S 分布特性進(jìn)行研究，認(rèn)為鍋爐低負(fù)荷情況下壁面H2S 量更少，同時(shí)可配合貼壁風(fēng)以進(jìn)一步降低高溫腐蝕可能性。董全文[7]對(duì)火電廠鍋爐燃燒優(yōu)化進(jìn)行研究，從各個(gè)方面對(duì)低氮燃燒器改造后出現(xiàn)的問題提出相應(yīng)對(duì)策。呂洪坤等[8]針對(duì)超低NOX對(duì)沖燃燒鍋爐側(cè)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(nèi)學(xué)者往往著眼于設(shè)備改造或者燃燒調(diào)整等單一治理方式來改善爐內(nèi)還原性氣氛，通過綜合優(yōu)化調(diào)整比如燃燒調(diào)整耦合監(jiān)測技術(shù)等方法治理高溫腐蝕則鮮有報(bào)道。

因此，本文對(duì)某亞臨界600 MW 鍋爐的高溫腐蝕問題進(jìn)行研究，該鍋爐超低NOX燃燒改造后爐膛出口NOX體積分?jǐn)?shù)較低，滿負(fù)荷下為0.005%～0.007%，但爐內(nèi)高溫腐蝕現(xiàn)象較為嚴(yán)重，爐膛出口CO 體積分?jǐn)?shù)亦較高，滿負(fù)荷下約為1%，同時(shí)，兩側(cè)再熱汽溫偏差也較大，在增加了鍋爐運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)的同時(shí)，機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性亦有所下降。通過數(shù)值模擬計(jì)算和冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)來研究分析鍋爐實(shí)際運(yùn)行中存在的部分問題，數(shù)值模擬技術(shù)已成為燃燒過程研究的重要輔助工具和方法，而冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)則可較為直觀地研究爐膛和煙道氣流流動(dòng)特性[9-11]。針對(duì)上述問題進(jìn)行燃燒調(diào)整后，鍋爐原有的強(qiáng)還原性氣氛區(qū)域CO 體積分?jǐn)?shù)得到了一定程度的抑制。同時(shí)，本文使用該腐蝕等效模擬裝置對(duì)爐內(nèi)水冷壁管腐蝕過程進(jìn)行了長期的實(shí)時(shí)監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)通過上述技術(shù)對(duì)該鍋爐進(jìn)行綜合治理后，爐內(nèi)高溫腐蝕現(xiàn)象得到了有效緩解。

1 研究對(duì)象概述

某發(fā)電廠3 號(hào)鍋爐于2012 年進(jìn)行了超低NOX改造，對(duì)各燃燒器進(jìn)行重新布置：除A 層一次風(fēng)沿用等離子燃燒器之外，其它5 層一次風(fēng)噴口全部采用上下濃淡中間帶穩(wěn)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(gè)節(jié)點(diǎn)功能區(qū)；在原主燃燒器上方約9 m 處增設(shè)7 層SOFA（分離燃盡風(fēng)）風(fēng)噴口，以分配足夠的SOFA 風(fēng)量。2 個(gè)節(jié)點(diǎn)功能區(qū)位置充分利用燃料分級(jí)燃燒原理，大大降低著火初期的NOX生成量[12]，相對(duì)而言，這2 個(gè)區(qū)域的煤粉濃度最大，還原性氣氛最為濃烈，腐蝕也最為嚴(yán)重。圖1 為該鍋爐DE 層燃燒器之間節(jié)點(diǎn)功能區(qū)實(shí)際存在的高溫腐蝕現(xiàn)象，其表面氧化皮已脫落，腐蝕較為嚴(yán)重。同時(shí)，兩側(cè)再熱汽溫偏差也較為嚴(yán)重，滿負(fù)荷下達(dá)到了約30 ℃。

圖1 節(jié)點(diǎn)功能區(qū)的高溫腐蝕

2 燃燒調(diào)整前分析

2.1 數(shù)值模擬計(jì)算

為了深入研究超低NOX改造前后爐內(nèi)組分場的變化規(guī)律，對(duì)改造前后滿負(fù)荷下3 個(gè)工況爐內(nèi)的煤粉和CO 濃度進(jìn)行了數(shù)值模擬，工況1 為基準(zhǔn)工況（改造前運(yùn)行狀態(tài)，無燃盡風(fēng)）；工況2為改造后日常運(yùn)行工況（燃盡風(fēng)率30%）；工況3 為改造后燃盡風(fēng)極限運(yùn)行工況（燃盡風(fēng)率36%）。圖2 和圖3 分別為改造前后3 個(gè)工況爐內(nèi)煤粉濃度和CO 濃度比較，由圖2 和圖3 可知，改造前后爐內(nèi)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(jí)燃燒，主燃燒區(qū)氧量相對(duì)不足，煤粉無法及時(shí)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(nèi)整體CO濃度較高，且隨著燃盡風(fēng)率的增大，爐內(nèi)整體CO濃度呈上升趨勢，這與主燃燒區(qū)氧量降低進(jìn)而導(dǎo)致煤粉不完全燃燒程度加大有關(guān)，工況2 主燃燒區(qū)和還原區(qū)CO 濃度較高，而工況3 甚至冷灰斗區(qū)域CO 濃度也較高，燃盡風(fēng)區(qū)以下基本都超過4.0%，而CO 濃度與高溫腐蝕密切相關(guān)[13-14]。綜上所述，從煤粉濃度和CO 濃度可以看出，改造后爐內(nèi)高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)很高。

圖2 改造前后爐內(nèi)煤粉濃度比較

圖3 改造前后爐內(nèi)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(guān)[15-16]，針對(duì)鍋爐滿負(fù)荷下爐膛出口CO 體積分?jǐn)?shù)較高、再熱汽溫偏差較大的問題，對(duì)改造前后爐膛出口截面的CO 和煙溫分布情況進(jìn)行研究。圖4 和圖5 分別為3 個(gè)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(fēng)量較高，且其與煙氣混合時(shí)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(gè)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(xiàn)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(tài)煙花示蹤試驗(yàn)

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(fēng)險(xiǎn)很大，為了更為直觀地了解鍋爐局部區(qū)域高溫腐蝕的形成原因，有必要對(duì)其爐內(nèi)的流場進(jìn)行冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)。圖6（a）和（b）分別為B層、E 層燃燒器一次風(fēng)煙花示蹤結(jié)果，由圖可知，B 層一次風(fēng)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(fēng)險(xiǎn)不高。盡管在冷態(tài)風(fēng)量標(biāo)定時(shí)，E 層燃燒器一次風(fēng)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(fēng)受下層旋轉(zhuǎn)上升氣流的影響，使得旋流強(qiáng)度大于其本身一次風(fēng)速帶來的旋流強(qiáng)度有關(guān)。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(shí)際運(yùn)行中，保證安全穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，可適當(dāng)降低上層燃燒器的一次風(fēng)速。

圖6（c）為BC 層二次風(fēng)煙花示蹤結(jié)果，由圖可知，BC 層二次風(fēng)是逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)方向，這與BC層二次風(fēng)設(shè)計(jì)旋轉(zhuǎn)方向不同。在煙花示蹤試驗(yàn)前，曾對(duì)各層二次風(fēng)進(jìn)行標(biāo)定，各層二次風(fēng)量并沒有明顯偏低。因此，二次風(fēng)旋轉(zhuǎn)方向偏離設(shè)計(jì)值可能有以下原因：二次風(fēng)設(shè)計(jì)與一次風(fēng)夾角較小，僅為7°，受下層一次風(fēng)旋轉(zhuǎn)上升氣流的影響，二次風(fēng)亦呈現(xiàn)一次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)方向；二次風(fēng)的燃燒器角度可能有偏差，這需要在停爐檢修時(shí)對(duì)二次風(fēng)噴口的角度進(jìn)行重新定位。由圖6（c）可知，BC層二次風(fēng)存在一定的不均勻性，特別是左下角1 號(hào)角的風(fēng)速相對(duì)不足，剛性較弱，而其他各層二次風(fēng)也存在配風(fēng)不均的問題，這是主燃燒區(qū)局部還原性氣氛過于濃烈和再熱汽溫偏差的根本原因。結(jié)合圖6（d）SOFA 的煙花示蹤結(jié)果，整個(gè)爐內(nèi)氣流均為逆時(shí)針切圓方向，導(dǎo)致爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)較大，也會(huì)增大再熱汽溫偏差。

圖6 煙花示蹤試驗(yàn)結(jié)果

綜上所述，超低NOX改造后，主燃燒區(qū)煤粉和CO 濃度均大幅增加，爐內(nèi)高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)增大，而二次風(fēng)的不均勻性使得強(qiáng)還原區(qū)域的局部高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)尤為突出，且?guī)砹嗽贌崞麥仄钶^大的問題，同時(shí)爐內(nèi)氣流整體呈逆時(shí)針切圓方向，使得爐膛出口殘余旋轉(zhuǎn)較大，上述問題是燃燒調(diào)整的重點(diǎn)關(guān)注對(duì)象。

3 高溫腐蝕治理

3.1 高溫腐蝕治理主要措施

針對(duì)數(shù)值模擬計(jì)算和冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)得出的3 號(hào)鍋爐實(shí)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(qū)和爐膛出口截面CO 體積分?jǐn)?shù)較高的現(xiàn)象，可適當(dāng)降低燃盡風(fēng)率運(yùn)行，考慮到滿負(fù)荷下爐膛出口NOX體積分?jǐn)?shù)為0.005%～0.007%，可降低燃盡風(fēng)率至25%。

（2）由冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)結(jié)果可知，某些二次風(fēng)層的各角二次風(fēng)量存在不均勻性，這也是主燃燒區(qū)局部CO 體積分?jǐn)?shù)過高和爐膛出口再熱汽溫偏差較大的主要原因，應(yīng)對(duì)各角二次風(fēng)量重新進(jìn)行標(biāo)定，以改善二次風(fēng)的不均勻性；在此次調(diào)整中，采用對(duì)部分二次風(fēng)門的開度加偏置的方法來改善二次風(fēng)的不均勻性。

（3）設(shè)計(jì)二次風(fēng)切圓應(yīng)為順時(shí)針方向，從冷態(tài)煙花示蹤試驗(yàn)結(jié)果看，實(shí)際二次風(fēng)切圓為逆時(shí)針方向，這可能跟設(shè)計(jì)二次風(fēng)與一次風(fēng)夾角過小或者二次風(fēng)噴口角度存在偏差有關(guān)，爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)過大亦是再熱汽溫偏差的一個(gè)重要原因，這需要在停爐時(shí)對(duì)二次風(fēng)噴口角度進(jìn)行重新定位。

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

（5）在強(qiáng)還原區(qū)域的觀火孔處增設(shè)一套高溫腐蝕實(shí)時(shí)監(jiān)測裝置[17]，裝置中的模擬管材質(zhì)選用本文研究對(duì)象的水冷壁管材質(zhì)20G，這樣即可在鍋爐運(yùn)行時(shí)，通過模擬管腐蝕速率的變化，實(shí)時(shí)監(jiān)測燃燒調(diào)整效果，圖7 為該裝置的結(jié)構(gòu)示意。

3.2 燃燒調(diào)整效果

圖7 實(shí)時(shí)監(jiān)測水冷壁管腐蝕程度的等效模擬裝置

圖8 燃燒調(diào)整前后CO 體積分?jǐn)?shù)比較

圖8 為燃燒調(diào)整前后滿負(fù)荷下28 m 層（B層、C 層之間節(jié)點(diǎn)功能區(qū)）、33 m 層（D 層、E 層之間節(jié)點(diǎn)功能區(qū)）和39 m 層（還原區(qū)中部區(qū)域）的CO 體積分?jǐn)?shù)比較，工況1 為燃燒調(diào)整前試驗(yàn)，工況2 為燃燒調(diào)整后試驗(yàn)，工況3 為燃燒調(diào)整后換磨組試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)3 個(gè)工況所用煤質(zhì)相同。由圖8 可知，燃燒調(diào)整后，原局部CO 體積分?jǐn)?shù)過高的區(qū)域還原性氣氛有了較大程度的改善，部分區(qū)域盡管CO 體積分?jǐn)?shù)有了小幅上升，但幅度不大（在1%以內(nèi)）；工況3 未投入C 層燃燒器，因此相對(duì)于工況2，在28 m 層處CO 體積分?jǐn)?shù)有小幅下降。兩側(cè)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(fēng)率降低后，滿負(fù)荷爐膛出口NOX體積分?jǐn)?shù)從0.006%上升至0.008%，仍然低于燃燒器的設(shè)計(jì)保證值，燃燒調(diào)整取得了良好的效果。

4 結(jié)論

（1）從數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果可知，超低NOX改造后主燃燒區(qū)和爐膛出口CO 體積分?jǐn)?shù)較改造前大幅上升，且隨著燃盡風(fēng)率的增加而增大，實(shí)際運(yùn)行中，可適當(dāng)降低燃盡風(fēng)率運(yùn)行。再熱汽溫偏差較大與超低NOX改造無關(guān)。

（2）冷態(tài)煙花示蹤結(jié)果可知，由于受旋轉(zhuǎn)上升氣流的影響，在實(shí)際運(yùn)行中可適當(dāng)降低中、上層燃燒器的一次風(fēng)速；某些二次風(fēng)二次風(fēng)層的各角二次風(fēng)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(yīng)在實(shí)際運(yùn)作中重點(diǎn)予以進(jìn)一步優(yōu)化。

（3）燃燒調(diào)整能夠改善爐內(nèi)部分強(qiáng)腐蝕區(qū)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(shí)時(shí)監(jiān)測裝置對(duì)調(diào)整效果進(jìn)行長期的跟蹤監(jiān)測，并通過二次風(fēng)噴口角度重新定位、貼壁風(fēng)風(fēng)量重新核算等手段進(jìn)一步優(yōu)化研究。