燃燒高硫煤對沖鍋爐水冷壁高溫腐蝕研究

趙子龍,張?zhí)m慶,陳建亮,馬東森,李振興

(華能國際電力股份有限公司德州電廠,山東 德州 253024)

伴隨著國內(nèi)對鍋爐燃燒污染物排放控制要求的逐步提升,低氮燃燒技術(shù)迅速發(fā)展起來,并在燃煤電廠實現(xiàn)了推廣運用,有效解決了氮排放量的問題[1]。但在經(jīng)過長期的實踐后,在高硫煤燃燒期間會對水冷壁帶來非常突出的高溫腐蝕問題,導致管壁受損,極易因出現(xiàn)爆管而導致鍋爐無法正常使用,從而使得電廠運作受到影響[2]。根據(jù)相關(guān)統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示,火電廠設(shè)備故障中,27.8%的事故均是由于水冷壁管爆裂事故導致鍋爐四管爆破[3]。為此,加強對水冷壁高溫腐蝕問題的研究是燃煤電廠的探索重點和難點。

1 高溫腐蝕機理及典型高溫腐蝕區(qū)域

高硫煤燃燒會導致鍋爐受熱面造成的主要影響為水冷壁高溫腐蝕問題。高溫腐蝕是一個交替、復雜且持續(xù)性的過程。多呈現(xiàn)為爐膛水冷壁表面非常容易有大量灰塵附著,附著層中大量低熔點復合堿性硫酸鹽(例如:Na3Fe(SO4)2)或者腐蝕性氣體(例如:H2S)[4]。在高溫的條件下,其能夠與其他基材表面氧化膜進行相互作用,從而使得管子基材被迅速腐蝕[5]。

根據(jù)設(shè)計單位的相關(guān)資料來看,八角切圓垂直+垂直水冷壁是出現(xiàn)高溫腐蝕的主要區(qū)域,燃燒器與燃盡風區(qū)域的四面墻水冷壁向火側(cè),見圖1與圖2。

圖1 水冷壁主要高溫腐蝕區(qū)域

圖2 水冷壁極易發(fā)生高溫腐蝕區(qū)域

2 對沖鍋爐水冷壁高溫腐蝕情況

2.1 設(shè)備介紹

某電廠鍋爐為哈爾濱鍋爐廠設(shè)計制造的HG1021/18.2-YM3 型亞臨界自然循環(huán),一次中間再熱,單爐膛π型號布置,燃煤固態(tài)排渣鍋爐,具體參數(shù)見表1。鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量1 021 t/h。四角切圓的直流燃燒器,配有 6 臺中速磨煤機,鍋爐運行方式:主要承擔基本負荷并具有調(diào)峰能力。鍋爐最低穩(wěn)燃負荷為40%B-MCR,并能在此負荷上長期運行。鍋爐設(shè)置等離子點火系統(tǒng),常規(guī)點火助燃油系統(tǒng)作為等離子點火系統(tǒng)的補充。燃煤特性見表2。

表1 鍋爐原設(shè)計主要參數(shù)

表2 燃煤特性

2.2 對沖鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題

2021年12月份2號機組在開展檢修工作時,針對水冷壁管實施防磨防爆檢查維修,觀察到有以下幾個問題:

(1)水冷壁F層燃燒器到C 層吹灰器層之間表現(xiàn)出非常普遍且輕微的高溫腐蝕問題,受熱面管盡管腐蝕情況相對較為嚴重,但并未超出更換標準。高溫腐蝕的區(qū)域測量面積為600 m2。

(2)右側(cè)墻壁水冷壁B層吹灰器層從前向后數(shù)第 4、5個吹灰器之間260～290根出現(xiàn)了一個高溫腐蝕較為嚴重的區(qū)域,對其進行厚度測量,為5.1～5.4 mm(原壁厚5．8 mm),并未超出標準。該區(qū)域在2021年5月份未進行噴涂。

2.3 高溫腐蝕原因分析

在高環(huán)保標準的要求下,低氮改造通常需要配合運用空氣分級燃燒技術(shù)與低氮燃燒器來達標[6]。這就會導致向火側(cè)與背火側(cè)貼壁風強度不合理、切圓大小不合理、不同燃燒區(qū)域表現(xiàn)出過量空氣系數(shù)不合理等因素,使得鍋爐的熱負荷呈現(xiàn)出不均勻的分布狀態(tài),從而使得還原性氣氛變濃和局部溫度偏高,這就造成水冷壁高溫腐蝕問題加劇,使得鍋爐安全運營遭受極大的影響[7]。此外,在長期的觀察中發(fā)現(xiàn),隨著水冷壁近壁區(qū)域CO、H2S濃度的升高,鍋爐中水冷壁高溫腐蝕問題持續(xù)加劇。與此同時,四角切圓燃燒器鍋爐中呈現(xiàn)出切圓明顯過大問題,導致火焰持續(xù)沖刷墻壁,水冷壁周圍也呈現(xiàn)出較高的問題;燃煤電站在采取低氮燃燒技術(shù)時,所引入的空氣分級處理技術(shù),使得部分二次風被轉(zhuǎn)化為燃盡風上移,使得主要的燃燒區(qū)域出現(xiàn)過量空氣系數(shù)<1的情況,非常容易呈現(xiàn)出較為強烈的還原性氣氛。這些均是導致水冷壁高溫腐蝕問題的主要因素。

3 高硫煤燃燒改造策略

根據(jù)上述原因分析結(jié)果,通過對貼壁風進行合理布置,能夠促使CO、H2S的生成和濃度均得到控制。設(shè)想將切緣直徑適當縮小,能夠降低火焰對墻壁的沖刷,這就能夠更好地改善水冷壁腐蝕的問題[8]?；诖?本研究針對低氮燃燒改造后四角切圓燃燒鍋爐進行改造,具體方案為:通過對研究對象低氮燃燒改造處理后,進行冷態(tài)試驗測定,發(fā)現(xiàn)主要燃燒區(qū)域2層一次風的強風環(huán)直徑偏大,這是導致熱態(tài)運轉(zhuǎn)期間主要燃燒區(qū)域煤粉貼壁問題的關(guān)鍵因素,為此,在改造期間將上部第3層和第4層一次風及第3層和第4層二次風、第3層與第4層一次風的假想切圓直徑均調(diào)整為1 200 mm,同時將第2層一次風及其上部相鄰的第2層二次風和第1層三次風的假想切圓直徑調(diào)整1 200 mm,基于此計算獲得第3層、第4層、第2層一次風燃燒器濃側(cè)反切角度均需調(diào)整為 6°。

4 高硫煤燃燒改造后高溫腐蝕性能計算

4.1 爐內(nèi)速度場

鍋爐在正常運轉(zhuǎn)的過程中,速度場對整個燃燒性能都有著極大的影響。四角切圓燃燒鍋爐會導致氣流對水冷壁造成持續(xù)性沖刷,從而引發(fā)腐蝕問題[9]。在本次改造方案下,對爐膛不同高度橫截面和中心截面的速度場實施分析處理。

根據(jù)圖3來看,在原始工況下,不同高度火焰非常容易沖刷墻壁,尤其是在配合低氮燃燒技術(shù)后更加容易發(fā)生該問題。但在優(yōu)化處理后,在19 m與24 m標高位置,沖刷水冷壁的問題得到了明顯改善。這主要是由于在對切圓直徑進行改造處理之后,氣流遠離了墻壁,降低了對水冷壁的沖刷問題,確保煤粉能夠聚集在爐內(nèi)燃燒。

圖3 19 m與24 m標高速度場

4.2 爐內(nèi)溫度場

煤粉在鍋爐內(nèi)煙氣、燃燒和受熱面持續(xù)交換作用、高溫腐蝕等均必然會對爐內(nèi)溫度帶來影響[10],為此,關(guān)注爐內(nèi)溫度也能夠更好地連接爐內(nèi)燃燒特性。爐膛縱剖面溫度場見圖4。

圖4 爐膛縱剖面溫度場

根據(jù)圖4來看,原始工況和優(yōu)化后工況下溫度的分布無較大差異,主要燃燒區(qū)域下部的溫度相對較低,隨著高度的增加溫度也在持續(xù)升高,主要燃燒區(qū)域的溫度達到最高值,到折焰角周圍溫度逐漸開始下降。但可以觀察到的是,原始工況下高溫區(qū)域分布范圍較大,這主要是受到低氮改造技術(shù)的影響,使得空氣分級燃燒,從二次風在上部形成二次燃盡區(qū)。在進行改造處理之后,高溫區(qū)域范圍明顯縮小,爐膛的整體溫度也較之原始工況有明顯降低。

4.3 爐內(nèi)CO濃度場和O2濃度場

對改造前后爐內(nèi)CO濃度場和O2濃度場進行測定,結(jié)果如圖5所示。根據(jù)圖5來看,在原始工況水冷壁周圍的CO本身的濃度非常高,并且CO濃度較高的區(qū)域范圍相對較大,這同樣是因空氣分級燃燒技術(shù)影響導致主燃區(qū)空氣量減少所致。根據(jù)結(jié)果來看,在經(jīng)過改造處理后不僅近壁位置的CO高濃度范圍得到了明顯縮小,同時整體的CO濃度得到了明顯控制。同時觀察主燃燒區(qū)域O2的濃度相對較高,且伴隨著高度的升高O2濃度呈現(xiàn)出持續(xù)下降,這主要是由于大量空氣經(jīng)由主燃燒區(qū)域噴口進入爐膛所致。而通過改造處理之后,近壁區(qū)域的O2濃度表現(xiàn)出了明顯升高,而爐膛出口O2濃度也較之原始工況有所升高,這就能夠極大程度上提升氧化性氣氛,從而緩解高腐蝕問題。

圖5 爐膛縱剖面CO濃度場和O2濃度場

4.4 爐內(nèi)H2S濃度場

爐內(nèi)H2S濃度過高也是引起水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的主要因素,為此,爐內(nèi)H2S是本次改造關(guān)注的重點內(nèi)容。

根據(jù)圖6來看,在原始工況下爐內(nèi)H2S濃度主要聚集于燃燒區(qū)域,與噴口有著一定的距離,燃燒區(qū)域下部與上部均無H2S生成。這主要是由于一次風與三次風等均屬于反切布置所致,其能夠?qū)е職饬骱蟀攵涡纬奢^為強烈的還原性氣氛,這就為爐內(nèi)H2S的生成創(chuàng)造了最佳的條件,燃燒區(qū)域下部和上部均有著充足的氧氣供應(yīng),故而不容易生成爐內(nèi)H2S。

圖6 右壁近端區(qū)H2S濃度場

根據(jù)圖6還可以了解到,在原始工況下,右側(cè)墻壁爐內(nèi)H2S的濃度相對較高,甚至已經(jīng)達到了1.5×10-3,這也是受到空氣分級燃燒技術(shù)影響,造成主要燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)<1所致,在這種條件下煤粉很難徹底燃燒,煤中聚集硫元素在還原氛圍下無法產(chǎn)生SO2,此時就必然會導致爐內(nèi)H2S濃度升高。有研究者發(fā)現(xiàn)[11],伴隨著爐內(nèi)H2S濃度的上升,在高溫的影響下非常容易導致水冷壁腐蝕問題。在對其進行改造處理后,可以觀察到近端區(qū)域的爐內(nèi)H2S濃度實現(xiàn)了顯著下降,這對改善水冷壁高溫腐蝕情況有著非常重要的意義。

4.5 出口參數(shù)比較

對原始工況下和改造后工況下爐膛出口參數(shù)進行對比,見表3。

表3 不同工況下爐膛出口參數(shù)

根據(jù)表3來看,在實施改造處理之后,爐膛出口的NOx濃度出現(xiàn)了明顯升高,同時飛灰含碳量出現(xiàn)了明顯下降,即表明在改造處理后燃燒中心高度出現(xiàn)了下降,使得爐膛出口煙溫逐漸下降,能夠更好地完成煤粉的充分燃燒。

5 工程應(yīng)用

根據(jù)前文改造結(jié)果,對低氮燃燒改造后BMCR工況下實際運行情況進行了解?；诘偷髽藴氏?因20%SFOA風率會導致NOx濃度達到437.1 mg/m3(標準),而在30%SFOA風率時會造成最為嚴重的高溫腐蝕問題,為此,綜合各方面特點,將SOFA風率設(shè)定為25%。基于該風率下對改造后水冷壁進行持續(xù)4個月跟蹤監(jiān)測,重點對比改造前后前后壁的燃燒情況。具體見圖7與圖8。

圖7 前墻調(diào)整前后燃燒狀況

圖8 后墻調(diào)整前后燃燒狀況

根據(jù)原有數(shù)據(jù)信息來看,在進行低氮改造處理后,鍋爐停爐檢查時,水冷壁19～30標高區(qū)域有著較為突出的腐蝕問題,其中向火側(cè)情況最為嚴重。前墻大約28 m的距離有0.5 m×0.4 m×0.1 m的焦塊,21～23 m 位置右側(cè)墻壁水冷壁管道脫落嚴重,呈現(xiàn)為銹黃色;后墻大約28 m的位置也有2 m×0.5 m×0.1 m的焦塊,20～25 m位置有大約2/3的面積焦痕。但通過改造處理后,前墻28 m位置靠近右墻區(qū)域掛渣問題得到了明顯改善,后墻21 m位置靠近左側(cè)區(qū)域的腐蝕情況也有顯著改善。由此可知,適當縮小假想切圓直徑以及合理進行貼壁風布置,能夠促使水冷壁向火側(cè)溫度得到改善,從而實現(xiàn)對高溫腐蝕問題的控制。

6 結(jié) 論

本研究針對燃燒高硫煤對沖鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題進行探討和改造研究,得出以下結(jié)論:

(1)本次電廠鍋爐2號機組檢修發(fā)現(xiàn)水冷壁腐蝕問題嚴重,在分析后發(fā)現(xiàn)主要與低氮改造后空氣分級燃燒技術(shù)、四角切圓燃燒器直徑過大所致。基于此提出了針對風向調(diào)整和假想切圓直徑改造方案。

(2)對改造后爐內(nèi)速度場、溫度場、CO濃度場和O2濃度場、H2S濃度場進行對比,結(jié)果證實,改造后水冷壁火焰沖刷問題得到了改善,高溫區(qū)域范圍明顯縮小,氧化性氣氛顯著提升,爐內(nèi)H2S明顯增加。同時分析出口參數(shù),證實改造后爐膛出口煙溫逐漸下降,能夠更好地完成煤粉的充分燃燒。

(3)以低氮燃燒改造后BMCR工況為例,對改造后水冷壁高溫腐蝕問題進行跟蹤監(jiān)測,顯示在25%SOFA風率下不僅能夠達到NOx生成性能要求,還能夠有效改善水冷壁重點區(qū)域高溫腐蝕問題。