350 MW機(jī)組鍋爐防止高溫腐蝕燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗

王 赫，趙 斌，張子晗，王琪霖，韓承煜，王詩怡，高 明

（1.國家能源集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司沈陽分公司，遼寧 沈陽 110100； 2.長沙理工大學(xué)能源與動力學(xué)院，湖南 長沙 410114； 3.山東大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061）

近年來，隨著燃料成本的逐年增加，燃煤電廠常采用摻燒高硫劣質(zhì)煤作為有效降低燃料成本的重要途徑。當(dāng)摻燒高硫劣質(zhì)煤時，鍋爐水冷壁本身就容易發(fā)生高溫腐蝕，加之對鍋爐燃燒器的低氮燃燒技術(shù)改造使得鍋爐主燃區(qū)常處在缺氧狀態(tài)，較強(qiáng)的還原性氛圍進(jìn)一步加劇了高溫腐蝕的發(fā)生[1-2]。

呂洪坤、鄒磊等研究了鍋爐在低氮燃燒方式下水冷壁高溫腐蝕機(jī)理和影響因素[3-4]。董琨、艾晨輝等分析了鍋爐燃用高硫煤的高溫腐蝕問題[5-6]；洪立等，通過對廣東某電廠超臨界660 MW機(jī)組變壓直流鍋爐燃燒器加裝貼壁風(fēng)改造，能有效緩解水冷壁高溫腐蝕問題[7]。雖然通過水冷壁噴涂和增設(shè)貼壁風(fēng)改造可以緩解高溫腐蝕，但改造費用高、工程量大、未知風(fēng)險也較多。本文針對國內(nèi)某電廠超臨界350 MW機(jī)組四角切圓鍋爐，根據(jù)其燃用高硫褐煤的運行狀況，分析其鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的原因，并進(jìn)行了相應(yīng)的試驗研究，取得了較好效果。

1 設(shè)備概況

某電廠超臨界350 MW機(jī)組鍋爐為HG-1116/25.4-HM2型、單爐膛四角切圓燃燒、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架懸吊、Π型布置鍋爐，采用中速磨煤機(jī)、直吹式制粉系統(tǒng)，每臺鍋爐配置5臺磨煤機(jī)，其中1臺作為備用。鍋爐燃料特性參數(shù)見表1，設(shè)計煤粉細(xì)度R90為35%。

表1 鍋爐燃料特性參數(shù)Tab.1 Fuel characteristic parameters of the boiler

2 高溫腐蝕情況

該機(jī)組于2017年投入生產(chǎn)，2019年5月經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)其燃燒器附近的水冷壁區(qū)域出現(xiàn)了大面積的高溫腐蝕，具體腐蝕狀況如圖1所示。

圖1 燃燒器區(qū)域水冷壁高溫腐蝕狀況Fig.1 High temperature corrosion of water wall in burner area

通過對腐蝕區(qū)域水冷壁管進(jìn)行厚度測試發(fā)現(xiàn)，螺旋水冷壁標(biāo)準(zhǔn)壁厚為6.2 mm，實測高溫腐蝕后壁厚最薄處為5.6 mm，腐蝕速度為0.3 mm/a。對單側(cè)爐墻而言，水冷壁減薄并不是沿著爐墻中心線呈均勻分布的趨勢，四墻中心線右側(cè)部分比左側(cè)部分減薄程度嚴(yán)重，表明中心線右側(cè)部分高溫腐蝕更加嚴(yán)重。

圖2為鍋爐爐內(nèi)燃燒切圓方向示意。由圖2可以看出，爐內(nèi)燃燒切圓方向呈逆時針方向旋轉(zhuǎn)，當(dāng)一、二次風(fēng)經(jīng)燃燒器進(jìn)入爐膛后，溫度升高，氣體體積快速膨脹，阻力增大，氣流動能快速衰減，受逆時針切圓氣流的影響，燃燒的煤粉射流會靠近A區(qū)域，造成該區(qū)域H2S體積分?jǐn)?shù)升高，高溫腐蝕情況加重，也符合水冷壁減薄的趨勢。

圖2 爐內(nèi)燃燒切圓方向示意Fig.2 Schematic diagram of tangential firing direction in the furnace

3 水冷壁氛圍測試及原因分析

3.1 水冷壁氛圍測點

該鍋爐的水冷壁氛圍測點布置如圖3所示。由 圖3可見，鍋爐前后墻各布置3層測點，由于鍋爐兩側(cè)墻布置有二次風(fēng)風(fēng)箱，因此左右側(cè)墻各布置1層，每層4個測點，爐墻中心線左右兩側(cè)各布置2個測點。

圖3 鍋爐水冷壁氛圍測點布置Fig.3 Arrangement of measuring points for boiler water wall atmosphere

試驗過程中，使用硅膠管與帶內(nèi)置取樣泵的便攜式煙氣分析儀測試H2S和CO體積分?jǐn)?shù)，待測量參數(shù)穩(wěn)定后，對煙氣分析儀測量數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

在進(jìn)行燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗期間，每個測點的測量數(shù)據(jù)均包含氧、CO和H2S的體積分?jǐn)?shù)，由于煙氣中H2S與CO的體積分?jǐn)?shù)存在正相關(guān)性，而H2S與氧的體積分?jǐn)?shù)存在負(fù)相關(guān)性。因此，本文中僅對H2S的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行分析。另外，煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)接近臨界值時，將會造成高溫腐蝕的問題，目前這個臨界值仍無具體的結(jié)論。但根據(jù)行業(yè)內(nèi)的普遍共識，當(dāng)煙氣中H2S的體積分?jǐn)?shù)高于0.02%時[8-10]，水冷壁將存在較高的高溫腐蝕風(fēng)險，因此，本文以這一數(shù)值為臨界值，分析研究高溫腐蝕的原因，評判燃燒優(yōu)化調(diào)整效果。

3.2 典型工況下水冷壁氛圍測試結(jié)果分析

在320 MW和220 MW負(fù)荷下，該鍋爐常規(guī)運行控制參數(shù)見表2。為了控制煙氣中NOx生成質(zhì)量濃度，常規(guī)運行控制方式為保持低氧量和小二次風(fēng)門開度。

表2 常規(guī)運行控制參數(shù)Tab.2 Operation parameters of general control mode

在320 MW和220 MW負(fù)荷下，未調(diào)整前各測點煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)測量結(jié)果如圖4所示。

根據(jù)圖4測量結(jié)果分析如下：

圖4 調(diào)整前320 MW和220 MW負(fù)荷下各層測點貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)(%)測量結(jié)果Fig.4 Test value of H2S volume fraction (%) in flue gas attached to wall at each measurement point at 320 MW and 220 MW

1）在320 MW負(fù)荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)超過0.02%的測點數(shù)量為17個，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值0.0226%；在220 MW負(fù)荷下，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)超過0.02%的測點數(shù)量為9個，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值0.0168%。由此可知，高負(fù)荷工況下H2S氣體生成量明顯高于低負(fù)荷工況，發(fā)生高溫腐蝕的現(xiàn)象也更加嚴(yán)重。因此，在燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗中重點分析320 MW負(fù)荷下的高溫腐蝕狀況。

2）根據(jù)各層測點位置及H2S體積分?jǐn)?shù)的測試結(jié)果，H2S體積分?jǐn)?shù)最高值主要分布于單側(cè)爐墻中心線右側(cè)部位，這與之前的管壁厚度測量結(jié)果相符。

4 燃燒優(yōu)化調(diào)整

綜合上述分析，為了降低水冷壁的高溫腐蝕風(fēng)險，現(xiàn)擬定以下2種運行調(diào)整策略：1）提高二次風(fēng)剛性，使二次風(fēng)能夠在水冷壁、一次風(fēng)和爐內(nèi)火焰之間起到屏障作用；2）通過提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度，使煤粉著火提前，降低火焰向爐墻熱擴(kuò)散的強(qiáng)度。

4.1 氧量優(yōu)化調(diào)整

為緩解水冷壁高溫腐蝕狀況，氧量優(yōu)化調(diào)整是在一次風(fēng)量保持不變的前提下，通過調(diào)整主燃區(qū)二次風(fēng)率，使二次風(fēng)剛性增強(qiáng)，阻隔攜帶煤粉的一次風(fēng)氣流向水冷壁擴(kuò)散，促使燃燒生成高溫?zé)煔庵蠬2S氣體與二次風(fēng)相遇并發(fā)生如下氧化反應(yīng)[11]：

在自動發(fā)電控制（automatic generation control，AGC）解除的情況下，保證負(fù)荷、煤量和一次風(fēng)量不變，通過調(diào)整二次風(fēng)量，將鍋爐運行氧量控制在2.5%、3.0%、3.5%和4.0%，進(jìn)行氧量優(yōu)化調(diào)整試驗。不同運行氧量下H2S體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度測量結(jié)果見表3。由表3可見，隨著鍋爐運行氧量的逐漸升高，水冷壁貼壁煙氣中H2S體積分?jǐn)?shù)先較快下降，進(jìn)一步提高氧量，H2S體積分?jǐn)?shù)下降較慢。主 要原因為一、二次風(fēng)在垂直方向上呈現(xiàn)一種錯層關(guān)系[12]（圖5），在一次風(fēng)量不變的情況下，通過提高二次風(fēng)量改變鍋爐運行氧量，二次風(fēng)量增加后其剛性增強(qiáng)，使二次風(fēng)達(dá)到的距離更遠(yuǎn)，能夠有效屏蔽圖5中區(qū)域b的高溫?zé)煔庀蛩浔跀U(kuò)散，降低這部分區(qū)域的高溫腐蝕[13-14]。

表3 不同運行氧量下H2S體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度測量結(jié)果Tab.3 Test results of H2S volume fraction and NOx mass concentration at different operating oxygen levels

圖5 一、二次風(fēng)錯層模擬Fig.5 Simulation of primary and secondary air stacking

然而，提高運行氧量會在一定程度上影響鍋爐運行的經(jīng)濟(jì)性。運行氧量升高，爐膛主燃區(qū)的進(jìn)風(fēng)量增加，該區(qū)域中煙氣的還原性減弱，不利于分級配風(fēng)，且煙氣中NOx排放質(zhì)量濃度會有所升高。此外，運行氧量升高還會增加燃燒產(chǎn)生的煙氣量，從而增加排煙熱損失[15-16]。

為了評價運行氧量對NOx排放質(zhì)量濃度及鍋爐效率的影響，在不同運行氧量下進(jìn)行相關(guān)鍋爐性能試驗，根據(jù)《電站鍋爐性能試驗規(guī)程》（GB/T 10184—2015）標(biāo)準(zhǔn)計算得到鍋爐效率，結(jié)果見表4。通過對鍋爐效率和NOx生成質(zhì)量濃度分析，設(shè)定優(yōu)化后的鍋爐運行氧量應(yīng)控制在3.5%。

表4 不同氧量下鍋爐效率和NOx生成質(zhì)量濃度測量結(jié)果Tab.4 Boiler efficiency and NOx generation mass concentration at different oxygen contents

4.2 周界風(fēng)優(yōu)化調(diào)整

周界風(fēng)在燃燒器噴口的布置形式如圖6所示。從圖6可以看出，周界風(fēng)口布置在一次風(fēng)口四周。周界風(fēng)屬于二次風(fēng)，其設(shè)計風(fēng)量約占總二次風(fēng)量的10%，設(shè)計風(fēng)速為45～55 m/s，風(fēng)量和風(fēng)速隨大風(fēng)箱的壓力而變化。

圖6 周界風(fēng)在燃燒器噴口布置形式Fig.6 The actual layout form of boundary wind at burner nozzle

通常周界風(fēng)主要作用為冷卻燃燒器噴口、托住煤粉并遏制其破碎以及增加燃燒所需的氧氣[16]。為了控制煙氣中NOx生成質(zhì)量濃度，當(dāng)前電廠運行人員通常會維持周界風(fēng)門在一個較小的開度。為此，在保持鍋爐煤量、一次風(fēng)量和鍋爐運行氧量不變的情況下，進(jìn)行周界風(fēng)優(yōu)化調(diào)整試驗。當(dāng)增加周界風(fēng)門開度時，為了保持鍋爐運行氧量不變，適當(dāng)關(guān)小二次風(fēng)門。不同周界風(fēng)門開度下H2S體積分?jǐn)?shù)測量結(jié)果見表5。由表5可見，提高周界風(fēng)量后，水冷壁的高溫腐蝕得到了明顯的緩解。

表5 不同周界風(fēng)門開度下H2S體積分?jǐn)?shù)測量結(jié)果Tab.5 Test results of H2S volume fraction at different openings of surrounding air valves

圖7為周界風(fēng)包裹一次風(fēng)示意。從圖7可以看出，位于燃燒器一次風(fēng)口四周的周界風(fēng)對一次風(fēng)具有很強(qiáng)的包裹作用，此時提高周界風(fēng)量，能夠較好地約束一次風(fēng)向四周的擴(kuò)散，與此同時可以快速地補(bǔ)充氧量，與生成的H2S進(jìn)行氧化反應(yīng)[17-18]。此外，周界風(fēng)量約占二次風(fēng)量的10%，占總風(fēng)量的2%，增加周界風(fēng)量對鍋爐效率和NOx生成量影響較小。因此在鍋爐負(fù)荷為320 MW時，調(diào)整周界風(fēng)門開度至65%。

圖7 周界風(fēng)包裹一次風(fēng)Fig.7 Schematic diagram of the primary air wrapped by the surrounding air

4.3 提高磨煤機(jī)出口風(fēng)溫

提高磨煤機(jī)出口風(fēng)溫，可實現(xiàn)煤粉著火提前，增加一次風(fēng)前沖阻力，減小一次風(fēng)前沖的距離，降低火焰熱擴(kuò)散到末端的可能[19-20]。在320 MW負(fù)荷下，保持周界風(fēng)門開度為65%，鍋爐運行氧量在3.5%，通過減小冷風(fēng)門開度，將磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度由65 ℃提升至70 ℃。水冷壁各測點測量結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，通過提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉溫度試驗，該鍋爐水冷壁貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)進(jìn)一步下降，各測點H2S體積分?jǐn)?shù)的平均值降至0.0103%，超過0.02%的測點數(shù)量僅有2個，且H2S體積分?jǐn)?shù)最高值由調(diào)整前0.0468%下降到0.0224%，極大地緩解了水冷壁高溫腐蝕的風(fēng)險。

圖8 調(diào)整優(yōu)化后各層測點H2S體積分?jǐn)?shù)(%)測量結(jié)果Fig.8 Test value of H2S volume fraction (%) at each layer after adjustment and optimization

5 結(jié)論

1）某超臨界350 MW機(jī)組鍋爐高負(fù)荷工況下發(fā)生高溫腐蝕的情況比低負(fù)荷工況嚴(yán)重，而且逆時針切圓燃燒鍋爐四墻發(fā)生高溫腐蝕的程度并非沿爐墻中心均勻分布，而是右側(cè)比左側(cè)更加嚴(yán)重。

2）根據(jù)鍋爐四墻中心線水冷壁右側(cè)高溫腐蝕嚴(yán)重問題，提出增加周界風(fēng)量和提高磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度，從而提高進(jìn)入爐膛煤粉氣流的剛性，緩解火焰對爐墻的擴(kuò)散與沖刷。

3）通過適當(dāng)?shù)卣{(diào)整運行氧量、周界風(fēng)量和磨煤機(jī)出口風(fēng)粉混合物溫度后，各貼壁測點H2S體積分?jǐn)?shù)平均值由調(diào)整前0.0226%降至0.0103%，調(diào)整前后H2S體積分?jǐn)?shù)超過0.02%的測點數(shù)量由17個降至2個，H2S體積分?jǐn)?shù)最高值由調(diào)整前0.0468%降到0.0224%，有效地緩解了水冷壁的高溫腐蝕。