基于燃燒試驗的水冷壁高溫腐蝕誘因分析

郭 光，陳石凌，付金龍，董光明，朱偉雄

（杭州華電半山發電有限公司，浙江杭州 310015）

0 引言

某電廠4#鍋爐為SG-420/140-M415型煤粉直流燃燒鍋爐，1984年投產。運行3 a后發生首次水冷壁爆管故障，爆管位置位于北墻水冷壁，半個月后，北墻水冷壁第二次爆管，南墻水冷壁也發生爆管。更換水冷壁后恢復正常。運行12 a后西墻出現第一次爆管，之后又開始換至東墻。至今已多次發生爆管現象，每次小修時都要更換大量水冷壁，檢修工作量大，影響鍋爐運行的經濟性和安全性。

爆管的水冷壁管均由高溫腐蝕引起，高溫腐蝕的水平位置都在一次風火焰的向火側，垂直位置在燃燒器下兩層一次風偏上位置。

為從根本上解決高溫腐蝕問題并達到鍋爐低負荷穩燃的要求，對燃燒器及其燃燒系統進行改造。為了解4#爐存在的問題，提出合理的改造方案，配合某大學燃料利用研究所對4#爐進行熱態試驗，同時為便于比較，對5#爐進行對比試驗。

1 4#鍋爐主要參數

（1）鍋爐設計參數。額定出力420 t/h，過熱器出口蒸汽壓力13.72 MPa，過熱蒸汽溫度540℃，再熱蒸汽流量350 t/h，給水溫度240℃，再熱蒸汽進口壓力2.5 MPa，再熱器出口蒸汽壓力2.4 MPa，熱風溫度345℃，冷風溫度20℃，排煙溫度135℃，鍋爐設計效率91.06%。

（2）燃料特性。碳含量54.62%，氫含量3.38%，氧含量5.64%，氮含量1.1% ，硫含量0.45%，灰分27.81% ，全水分含量7%，干燥無灰基揮發分21%，低位熱值20 930 kJ/kg。

（3）燃燒器特性。燃燒器為直流式4角布置，下兩層一次風集中布置。從下到上噴口布置分別為二、一、一、二、一、二、二、三次風（圖1），3層一次風噴口都設計有周界風（平時運行基本不開周界風）。4角燃燒器為雙切圓布置，1#，3#角燃燒器假想切圓直徑200 mm，2#，4#角燃燒器假想切圓直徑800 mm（圖2）。

圖1 燃燒器噴口布置

2 試驗結果及分析

2.1 4#爐和5#爐對比試驗

某電廠5#爐與4#爐為同型號鍋爐，但5#爐基本沒有高溫腐蝕。5#爐與4#爐的主要區別：①采用了上下布置的濃淡燃燒器；②鍋爐運行中開周界風；③中下二次風正偏17°。

圖2 4角切圓示意

為深入了解4#爐高溫腐蝕的原因，為改造提供依據，在各種不同的工況，對5#爐在相對4#爐發生高溫腐蝕同樣的位置（上一次風燃燒器向火側）進行測量（表1），鍋爐運行工況為負荷125 MW，雙磨運行，開周界風。4#爐上、下一次風燃燒器區域水冷壁附近煙氣分析見表2，運行工況為鍋爐負荷125 MW，雙磨運行，關周界風。

分析表1、表2數據可知，水冷壁附近還原性氣氛很強是水冷壁高溫腐蝕的主要原因。5#爐2個燃燒器背火側的O2達到10%以上，2個燃燒器向火側的O2也達6%以上，同時H2S在背火側和向火側都只有（1～2）mg/m3，因此基本不會產生高溫腐蝕。而4#爐燃燒器背火側O2達15.8%，H2S為9.06 mg/m3，因此也不會發生高溫腐蝕，但在燃燒器向火側O2只有0.9%，H2S達65.45 mg/m3，同時CO高達3.9×10-2，強烈的還原性氣氛生成了水冷壁管高溫腐蝕的條件。4#爐和5#爐在燃燒器附近測出的溫度比較接近并且在正常范圍，說明爐溫對高溫腐蝕的影響不大。

表1 5＃爐上一次風燃燒器區域水冷壁附近煙氣分析

表2 4＃爐上、下一次風燃燒器區域水冷壁附近煙氣分析

4#爐的煙氣分析數據（表2）顯示，在上層1#，3#角燃燒器的背火側氧量較大（分別為17.6%和15.8%），CO2和H2S含量都很低，而燃燒器向火側氧量非常?。ㄉ蠈訛?.3%和0.8%，下層為1.36%和 4.57%），同時 CO 濃度很高（2#角高達 5.5×10-2，4#角高達4.8×10-2，存在很強的還原性氣氛，同樣是向火側，2#角的H2S含量（21.24 mg/m3）遠大于 4#角（0.57 mg/m3）,在實際運行中 2#角的高溫腐蝕也大于4#角。因此，不僅CO等還原性氣氛生成了水冷壁高溫腐蝕的條件，其中H2S含量影響高溫腐蝕的速度。對4#角下層一次風燃燒器向火側煙氣分析表明，下層燃燒器向火側雖然氧量很低、CO很高，但H2S含量不高，因此4#角下層燃燒器向火側水冷壁高溫腐蝕不嚴重。

2.2 制粉系統啟停對爐內氣氛的影響

表3為5#爐2#角向火側（上排一次風）試驗數據，試驗中保持爐膛出口氧量基本不變。表4為4#爐4#角向火側（上排一次風）試驗數據。由于測量儀器CO量程只有2×10-3，因此試驗中超過2×10-3時測不到具體數值。

試驗結果表明，制粉系統的啟、停對爐內氣氛有一定影響，但影響不大。其原因是雖然停磨后三次風量要由二次風加大風量代替，然而原來三次風中的煤粉量也要由一次風加大給粉量來補充。因此，燃燒的氧量變化不大。5#爐停磨后O2增加2.4%，CO下降3×10-4，4#爐停磨后O2增加1.3%，CO的變化受儀表量程限制沒有測出。

2.3 周界風對爐內氣氛的影響

表5為4＃爐4＃角向火側（下排一次風）試驗數據，表6為5＃爐2＃角向火側（上排一次風）試驗數據。測量結果顯示，周界風的開、關對爐內氣氛有一定的影響。如4＃爐開周界風后在測點處O2增加2.5%，5＃爐關周界風后測點處O2減少2.6%，說明高負荷運行時開周界風有利于減弱水冷壁附近還原性氣氛，減輕水冷壁高溫腐蝕。

表3 5#爐的2#角向火側（上排一次風）試驗數據

表4 4#爐4#角向火側（上排一次風）試驗數據

表5 4#爐4#角向火側（下排一次風）試驗數據

表6 5#爐2#角向火側（上排一次風）試驗數據

2.4 一次風率、二次風率、三次風率分析

根據鍋爐效率和入爐煤煤質分析以及爐膛過?？諝庀禂?，計算出鍋爐給煤量68.69 t/h，取爐膛漏風系數為5%，得出4#爐在額定負荷時總風量為426 235.7 m3/h，實際運行測出的一次風率r1=22.56%，二次風率r2=57.43%，三次風率r3=20.32%。風量分配與原設計參數相差不大，（原設計r1=23.58% r2=60.92%r3=15.5%）。三次風量略大，燃用煤種基本合理。

3 結論

（1）造成燃燒器向火側高溫腐蝕的原因是產生腐蝕的區域存在強烈的還原性氣氛，特別是當H2S含量較高時，加速高溫腐蝕過程。

（2）4#爐上排一次風燃燒器向火側水冷壁高溫腐蝕由上游一次風尾跡造成，估計上游一次風尾跡有沖刷水冷壁的情況。另外，燃燒器一次風向火側的提前著火消耗一部分氧量，加重還原性氣氛。

（3）開周界風有利于增大爐內燃燒區的氧量，增強一次風剛性，減弱高溫腐蝕區域的還原性氣氛，減緩高溫腐蝕。

（4）停磨運行時，由于二次風增大，爐內燃燒區域的氧量也增大，有利于減弱還原性氣氛。因此，適當減少三次風量，增大二次風量有利于減緩高溫腐蝕。

（5）4#爐一、二次風率基本合理，三次風率偏大一些。

（6）建議改造燃燒器及有關燃燒系統，從根本上解決高溫腐蝕以達到低負荷穩燃的目的。